可調節活動式破風圈減振機制與效果分析

宋波，王蓉*，陳乃剛

(1.北京科技大學土木與資源工程學院，北京 100083；2.強震區軌道交通工程抗震研究北京市國際科技合作基地, 北京 100083；3.浪潮集團發展有限公司，濟南 250014)

發電廠中采用的鋼制脫硫塔屬于典型的高聳薄壁結構[1]，其特點是塔體直徑小、中部質量大，在風荷載作用下，上部煙囪段變形較大，對于此類結構來說極易發生損傷破壞，如國內深圳賽格大廈頂部桅桿發生風致渦激共振導致大廈有感振動，因此研究其風振響應及減輕措施具有很重要的現實意義與價值。

一般對于結構產生的風振效應，通常是在結構上安裝調頻減振裝置來達到耗散能量、降低風振響應的效果，使用較廣泛的是安裝調諧質量阻尼器(tuned mass damper,TMD)，中外學者對此開展了大量研究。Minghini等[2]分析了煙囪可能發生局部破壞的原因；Dai等[3]用TMD來控制橋梁的渦激振動；Kwon等[4]驗證了仿生調諧質量阻尼器在高層建筑風振控制中的有效性；陳政清等[5]、劉石等[6]將TMD應用于輸電塔并進行了減振效果的風洞試驗分析；劉春城等[7]將環形TMD應用于變電站高壓電器設備的振動控制；汪權等[8]驗證了建筑隔振和TMD混合振動方法可有效抑制結構風振作用；蘇恩龍[9]提出了利用套環和肋條抑制化工塔風致振動的被動控制方法；李亞峰等[10]將TMD進行優化，研究了旋轉慣致雙調諧質量阻尼器的減振性能；魯正等[11]將地震作用下調諧質量阻尼器與調諧型顆粒阻尼器的減振效果進行了試驗對比并進行優化設計。

此外，還有學者通過在結構上設置破風圈的方式來減少風振效應。Huang等[12]在鋼管上安裝擾流板抑制輸電塔鋼管的渦振；朱志斌[13]提出了在鋼煙囪頂部1/3位置處設置破風圈來避免發生共振。

為減小脫硫塔結構在風荷載作用下的振動效應，由實際工程中的平臺樓梯得到啟示，以此工程實際為背景，在上部煙囪段設計了一個可以進行調節活動的板，考慮流固耦合效應下并進行數值模擬計算，研究此結構對于風振效應是否具有減輕效果。

1 工程背景

在實際工程中，在鋼煙囪上部會布置檢修樓梯，其結構類似螺旋板型破風圈，如圖1所示，受到此結構的啟發，在自立式鋼煙囪上部建立可調節的活動式破風圈，在風速的作用下，該結構會順著風向而繞著鉸接點轉動，從而耗散風的能量，活動式破風圈示意圖如圖2所示。

圖1 平臺樓梯結構現場布置圖

圖2 活動式破風圈示意圖

該煙囪總高度為78 m，直徑為4 m，壁厚為0.018 m，殼體材料選用Q235B鋼材，材料參數為：鋼材密度7 850 kg/m3；泊松比為0.3；彈性模量為206 GPa。地震設防烈度為7度，基本地震加速度0.15g，場地類型為Ⅱ類場地，地面粗糙度為B類，地面粗糙度系數為0.16，根據《建筑結構荷載規范》(GB 50009—2012)[14]可知，該地區基本風壓(按10年重現期)為0.55 kN/m2，由式(1)計算可知，該地區10年一遇風荷載下的平均風速為22.13 m/s。

(1)

式(1)中：ω0為風壓，Pa；v0為風速，m/s；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3。

2 鋼煙囪圓柱繞流分析

當風吹過建筑物會在建筑物后方產生交替脫落的漩渦，從而加大結構的振動，一般流體控制的方法主要分為主動控制方法和被動控制方法，采用被動控制方法，通過在圓柱周邊布置可調節長度的、活動式的、類似于破風圈結構的板，破壞流體在邊界分離后渦結構的形成。

渦流是通過漩渦脫落頻率來描述的，而漩渦脫落頻率與斯特羅哈數及結構計算區域長度與來流速度相關。

(2)

式(2)中：f為漩渦脫落頻率；Sr為斯特勞哈爾數，圓截面結構取0.2；v為來流速度；D為結構直徑。

利用ADINA軟件，對結構進行二維圓柱繞流模擬，來模擬風吹過該結構后的繞流現象，主要參數設定如下。

(1)邊界條件：流場入口處采用速度入口邊界，出口采用Outflow邊界，上下邊界及圓柱表面采用固定壁面Wall邊界，設定為不可滑移。

(2)網格劃分：采用計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)模塊對結構進行網格劃分，網格單元總數為15 000，節點總數為15 300。

(3)單元設定及流體模型計算參數：選用FCBI-C單元，二階空間離散方法，時間積分方法選擇Composite，此方法更容易使擾流發生渦激脫落現象。

(4)參數設定：空氣密度為1.225 kg/m3；空氣黏度為1.789 4×105。二維流場網格劃分如圖3所示。

D為結構直徑；L為板的長度

根據赤峰地區不同重現期的基本風速，脈動風速譜頻率的取值范圍為0.001～6 Hz，采用Davenport譜模擬時長為100 s的脈動風速譜，得到的赤峰地區10、50、100年重現期平均風速分別為22.13、29.97、32.58 m/s。考慮結構的臨界風速大小與赤峰市的風速條件，將輸入風速設定為22、28、34 m/s。研究鋼煙囪在3種風速下的圓柱繞流現象。分別計算不同風速條件對應的雷諾數與漩渦脫落頻率，如表1所示。

表1 不同風速下雷諾數與漩渦脫落周期對比

在3種不同風速下的雷諾數均大于3.5×106，漩渦脫落周期分別為0.91、0.71、0.59，22 m/s風速下漩渦脫落周期更接近結構的自振周期1.36 s，對結構自振影響較大。

調節板長度L，根據結構鋼煙囪直徑D選取L=D、L=2D、L=3D3種不同長度進行簡化模擬，調節板寬度統一取0.1 m，提取結構速度云圖如圖4所示。

圖4 鋼煙囪速度云圖

由速度云圖(圖4)可以看出，當風進入模擬流場區域吹過煙囪時，流場發生了顯著變化。絕大部分氣流繞過煙囪繼續向前運動，在背風面速度較大，并相繼出現漩渦，繞流區域的風速最大值出現在結構的斜后方。

改變調節板長度L及設置數量N，來對比鋼煙囪速度流線圖，如圖5所示。可以看出，在加入可調節的活動式破風圈之后，流場的速度發生了顯著變化，改變了尾流形狀，起到一定破渦作用，從而消除卡門渦街。不同工況的速度時程曲線如圖6所示，可以看出，當調節板長度為直徑2倍，設置數量為3時，即分別設置在上部、下部、及正后方時，效果最佳。

圖5 流場的速度流線圖

圖6 結構速度時程圖

3 結構動力響應作用分析

3.1 有限元模型建立

在數值風洞模擬過程中，結構與流體間存在相互作用，即結構在流體作用下會產生變形，這種變形會反過來影響流體載荷的分布和大小，所以在模擬過程中應考慮流固耦合效應，建立“風場-結構”雙向流固耦合模型。

在選取流場尺寸時，為避免模擬結果失真，需滿足阻塞率小于3%的要求，因此選取流場域尺寸為200 m×200 m×120 m，模型位于計算域中心，來流風流向從-Y→+Y，流場模型如圖3所示。結構部分采用shell單元建模；流體部分選用3D-Fluid單元，空氣按照不可壓縮流體進行設置，湍流模型采用RNGk-ε模型(k為湍動能，ε為耗散率)，定義流體材料時，空氣密度ρ=1.225 kg/m3,空氣黏度μ=17.9×10-6Pa·s。流體特殊邊界定義為Wall和Fluid-structure-interface邊界，活動式破風圈有限元模型如圖7所示。

圖7 鋼煙囪流場模型

3.2 無活動式破風圈結構自振特性分析

采用子空間迭代法對鋼煙囪進行模態分析，來確定結構的頻率、周期與振型，提取前10階頻率與周期結果，如表2所示。鋼煙囪結構第1、2階振型以水平方向平動為主，第3、4階振型以水平方向彎曲與扭轉為主。

表2 鋼煙囪自振特性參數

3.3 橫風向風振作用分析

當風吹過塔設備后，將會在塔體的背后產生旋渦，這種旋渦通常稱為卡曼旋渦?？鰷u的產生會使結構表面的壓力呈周期性的變化，形成橫向力，加大結構的振動[15]，形成機理如圖4所示。當橫風向漩渦脫落頻率與結構某一階自振頻率接近或相同時，會產生橫風向共振。

《建筑結構荷載規范》(GB 50009—2012)[14]中規定，對于圓形截面且豎向斜率不大于2%的結構或構件需進行橫風向共振響應分析，判別準則如下。

(1)當雷諾數Re<3×105且1.2νH>νcr,j時(νH為煙囪頂部H處風速，νcr,j為第j振型的共振臨界風速)，可能發生第1階振型微風共振(亞臨界范圍的共振)，此時應在構造上采取防振措施或控制結構的臨界風速νcr不小于15 m/s，以降低微風共振的發生率。

(2)當雷諾數Re>3×106且1.2νH>νcr,j時，可能發生橫風向共振(跨臨界范圍的共振)，此時應驗算共振響應。

(3)當雷諾數3×105≤Re<3×106時，發生超臨界范圍的共振，此時可不做處理。

選取有限元軟件模擬結構的前四階自振周期進行分析計算，雷諾數Re、臨界風速νcr和結構頂部風速νH計算公式分別為

Re=69 000νD

(3)

(4)

(5)

式中：νcr,j為第j振型的共振臨界風速，m/s；為計算所用風速，取臨界風速；D為結構截面直徑,m，當結構的截面沿高度縮小時(傾斜度不大于0.02°)，可近似取2/3結構高度處的直徑；Sr為斯托羅哈爾數，無量綱系數，對圓截面結構取0.2；Tj為第j振型自振周期，s；νH為煙囪頂部H處風速，m/s；μH為結構頂部H處風壓高度變化系數，無量綱；ω0為基本風壓，kN/m2。

計算后結構的橫風向判別結果如表3所示。

表3 橫風向風振判別

由表3可知，前4階振型的雷諾數均大于3×106，但只有前兩階振型1.2νH大于臨界風速νcr，后4階振型1.2νH均小于臨界風速νcr，根據校核準則，只有前兩階振型會發生強風共振。

3.4 位移加速度時程響應分析

高聳圓截面結構在低風速作用下會同時產生作用方向和風向方向相同的順風向作用和垂直于風向的橫風向作用，施加赤峰市當地10年一遇基本風速為22.13 m/s的脈動風，提取鋼煙囪結構與設置風見雞結構的頂部的順風向位移、橫風向移、順風向加速度及橫風向加速度時程曲線如圖8所示。

圖8 頂部時程曲線

可以看出，在22.13 m/s的風速下，當風向角為0°時，無活動式破風圈鋼煙囪的頂部順風向最大位移為-0.122 2 m，位于結構頂部；橫風向最大位移為1.125×10-5m，同樣位于頂部；順風向最大加速度為4.738 m/s2；橫風向最大加速度為0.001 57 m/s2。

加入活動式破風圈后，在同樣22.13 m/s的風速下，當風向角為0°時，鋼煙囪的頂部順風向最大位移為0.108 2 m，位于結構頂部；橫風向最大位移為1.059×10-5m，同樣位于頂部；順風向最大加速度為3.748 m/s2；橫風向最大加速度為0.003 42 m/s2。兩種工況下的位移、加速度幅值對比如表4所示。

由表4對比結果可知：設置活動式破風圈后的鋼煙囪較原鋼煙囪最大橫風向位移、順風向位移、順風向加速度均有減小作用，減小幅度分別為5.8%、11.46%、20.89%，但橫風向加速度無顯著減小作用?？梢?，該措施對于減小結構順風向響應有一定效果，橫風向響應減小不太明顯。

表4 設置活動式破風圈前后響應對比

采用快速傅里葉變換(fast fourier transform,FFT)方法，對結構位移時程數據進行頻譜分析，如圖9所示。可以看出，加入活動式破風圈結構后部分低頻振型被激起，高頻振型有小幅度變化，但變化不大，主頻率對應的動力響應大大降低。

圖9 位移反應譜曲線

提取結構不同標高處的位移、加速度如圖10、圖11所示。可以看出，在加入活動式破風圈后，鋼煙囪在不同標高處的位移、加速度均有減小作用。且隨著高度的增加，位移、加速度減小幅度均增大。

圖10 各標高處順風向位移

圖11 各標高處順風向加速度

4 結論

對于高聳結構產生的結構振動問題，結合實際工程，在現有的樓梯平臺的基礎上，通過設置可調節活動式板，對結構的動力響應作用與圓柱繞流現象進行分析，提出一種結構減振措施，可為工程設計提供參考，主要得到以下結論。

(1)通過對鋼煙囪結構進行橫風共振的判別，根據規范中的校核原則，鋼煙囪只有前兩階振型會發生強風共振，不需考慮其他振型的作用。

(2)設置可調節活動式破風圈結構后，相對于無控結構，其順風向加速度、順風向位移均有減輕作用，減振率分別達到11.46%、20.89%，對結構橫風向響應的影響不大。說明此措施對于減輕結構渦振有一定效果。

(3)通過模擬二維圓柱繞流，通過改變調節板長度及設置數量，分析其速度的變化規律，結果顯示當調節板長度設置為直徑2倍、設置數量為3時，效果比較明顯。