郭博文,趙蘭浩,劉文化

(1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院,江蘇 南京 210098; 2.安徽省水利水電勘測設(shè)計院,安徽 合肥 230088)

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高聳升船機塔柱結(jié)構(gòu)抗風(fēng)數(shù)值風(fēng)洞模擬

郭博文1,趙蘭浩1,劉文化2

(1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院,江蘇 南京 210098; 2.安徽省水利水電勘測設(shè)計院,安徽 合肥 230088)

利用數(shù)值風(fēng)洞模型技術(shù),采用原始不可壓縮黏性流體N-S方程描述風(fēng)場的運動,建立合適的計算域邊界條件,基于ADINA有限元分析軟件,提出了一種高聳升船機塔柱結(jié)構(gòu)抗風(fēng)分析方法,并通過算例驗證了該方法的正確性和有效性;結(jié)合工程實例,分析了升船機塔柱結(jié)構(gòu)的風(fēng)致響應(yīng),求得升船機塔柱結(jié)構(gòu)風(fēng)載體型系數(shù),推導(dǎo)了升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)表達式,并與規(guī)范值進行了對比。數(shù)值模擬結(jié)果表明:高聳升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向最大位移出現(xiàn)在其迎風(fēng)面頂部附近;數(shù)值風(fēng)洞模型計算得到的升船機塔柱結(jié)構(gòu)風(fēng)載體型系數(shù)大于規(guī)范值;對于順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)而言,在結(jié)構(gòu)高度90 m以上區(qū)域規(guī)范值都偏小。

升船機；塔柱結(jié)構(gòu);數(shù)值風(fēng)洞;風(fēng)致響應(yīng);風(fēng)載體型系數(shù);風(fēng)振系數(shù)

隨著我國高水頭水利樞紐的建設(shè)和內(nèi)河水運的發(fā)展,超大升程垂直升船機越來越受到人們的關(guān)注[1-6],升船機的設(shè)計和研究工作也越來越重要,而目前的塔柱結(jié)構(gòu)設(shè)計和施工技術(shù)還遠不能滿足相關(guān)建設(shè)的需要。超大升程垂直升船機塔柱結(jié)構(gòu)屬于高聳薄壁結(jié)構(gòu),對于高聳薄壁結(jié)構(gòu),風(fēng)荷載是重要荷載之一。

由于尚無專門針對水工建筑物高聳結(jié)構(gòu)的設(shè)計規(guī)范,目前塔柱的抗風(fēng)設(shè)計主要參考GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》和GB50135—2006《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》,即依據(jù)經(jīng)驗確定風(fēng)壓體型系數(shù)、風(fēng)壓高度變化系數(shù)、風(fēng)振系數(shù)等,進而確定作用于塔柱結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載。西南交通大學(xué)[7]對三峽升船機塔柱結(jié)構(gòu)進行了風(fēng)洞試驗,結(jié)果表明由風(fēng)洞試驗得到的風(fēng)載體型系數(shù)比GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中給出的高層建筑物風(fēng)載體型系數(shù)小得多,前者只有后者的50%左右,這為三峽升船機塔柱結(jié)構(gòu)抗風(fēng)分析提供了一定的依據(jù);但風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ偷慕⒎浅＠щy,不僅費用比較高,制作時間較長,而且還面臨一些相似準則不能得到滿足等問題。鈕新強院士[8]借用GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中“封閉式對立兩個帶雨蓬的雙坡屋面”的結(jié)構(gòu)形式來確定三峽升船機塔柱結(jié)構(gòu)表面的風(fēng)載體型系數(shù),然后依照該規(guī)范中風(fēng)荷載的計算方法對其進行了抗風(fēng)分析;黃光明等[9]采用同樣的方法對景洪水力浮動式升船機塔柱進行了抗風(fēng)分析,但該做法實際上沒有考慮升船機塔柱結(jié)構(gòu)這一“工況復(fù)雜”的高聳結(jié)構(gòu)對風(fēng)荷載特性的影響。由于垂直升船機塔柱是一種特殊的高聳結(jié)構(gòu),在設(shè)計風(fēng)速和設(shè)計風(fēng)壓的確定過程中,不但需要考慮橫風(fēng)向和順風(fēng)向作用,而且存在中間船廂通道和頂部機房之間氣流的相互干擾,四周受到大壩壩體及上下閘室甚至壩址區(qū)局部山谷地形對氣流的影響等問題;更重要的是復(fù)雜流場與高聳結(jié)構(gòu)之間可能產(chǎn)生渦流并激發(fā)渦激振動,尤其是極端風(fēng)荷載情況下的風(fēng)動力響應(yīng),是一個典型的流固耦合風(fēng)致振動問題,學(xué)科交叉性強的特點使得此問題的研究不夠完善。

近年來,隨著計算機軟硬件技術(shù)的發(fā)展,數(shù)值風(fēng)洞技術(shù)正逐漸成為結(jié)構(gòu)抗風(fēng)分析的一種重要手段。數(shù)值風(fēng)洞技術(shù)是研究結(jié)構(gòu)周圍風(fēng)環(huán)境的一種數(shù)值模擬技術(shù),發(fā)展于20世紀80年代,研究者基于空氣動力學(xué)原理,利用計算流體動力學(xué)的相關(guān)技術(shù),采用數(shù)值方法來模擬建筑物附近的流場分布規(guī)律,從而形成一門新興的與許多學(xué)科相關(guān)的交叉學(xué)科——計算風(fēng)工程(computational wind engineering,CWE)[10]。和風(fēng)洞試驗不同,采用數(shù)值風(fēng)洞技術(shù)建立的計算模型可以與實際工程保持一致,從而避免了風(fēng)洞試驗因縮尺所帶來的誤差,同時具有周期短和費用低的優(yōu)點[11-12]。

針對目前高聳升船機塔柱結(jié)構(gòu)抗風(fēng)分析存在的問題,本文采用數(shù)值風(fēng)洞模擬技術(shù),基于ADINA有限元分析軟件,提出一種高聳升船機塔柱結(jié)構(gòu)抗風(fēng)分析方法,并結(jié)合某工程實例,研究結(jié)構(gòu)在順風(fēng)向平均風(fēng)作用下的風(fēng)致響應(yīng),求解升船機塔柱結(jié)構(gòu)風(fēng)載體型系數(shù),并推求升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)表達式。

1 數(shù)值風(fēng)洞模擬方法

1.1 數(shù)值風(fēng)洞大小的選取

數(shù)值風(fēng)洞大小的選取直接關(guān)系到計算精度和計算耗時,數(shù)值風(fēng)洞過小,會影響建筑物表面風(fēng)壓的精度,過大則會增加網(wǎng)格的數(shù)量,計算耗時會相應(yīng)增加。因此,應(yīng)選取合適大小的數(shù)值風(fēng)洞,在保證計算精度的前提下縮短計算時間。

經(jīng)過多次試算,升船機塔柱結(jié)構(gòu)數(shù)值風(fēng)洞尺寸如下:塔柱結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面前方為4H(H為升船機塔柱結(jié)構(gòu)的高度),背風(fēng)面后方為8H,左側(cè)為4H,右側(cè)為4H,上方為4H。這樣的區(qū)域選擇既能使流態(tài)得到充分的發(fā)展,同時又不增加網(wǎng)格的數(shù)量。

1.2 計算域網(wǎng)格的離散

計算域網(wǎng)格的優(yōu)劣會在很大程度上影響數(shù)值風(fēng)洞的模擬結(jié)果,網(wǎng)格的尺寸應(yīng)當(dāng)精細到足夠捕捉諸如剪切層、渦流等物理現(xiàn)象的特征變化,因此,在塔柱結(jié)構(gòu)附近區(qū)域,網(wǎng)格要足夠密,網(wǎng)格的拉伸率要小于1.2,這樣就能精確地求解壁面邊界層內(nèi)的壓力。另外,六面體形狀的網(wǎng)格優(yōu)于四面體形狀的網(wǎng)格,并且顯示出良好的收斂性。

1.3 邊界條件

風(fēng)場模型入口處給定速度來流邊界條件,通常采用指數(shù)率的平均風(fēng)剖面來模擬等效的大氣邊界層,具體為

(1)

風(fēng)場模型出口不施加邊界條件,保證自由出流;風(fēng)場模型頂壁與側(cè)壁面的邊界采用滑移邊界,壁面上法向速度為零;風(fēng)場模型底部采用無滑移壁面,在壁面上所有速度為零;固體結(jié)構(gòu)模型底部采用固定約束,所有方向位移為零。

風(fēng)場模型和固體結(jié)構(gòu)模型交界處采用流固耦合邊界條件,具體為

(2)

1.4 湍流模型的選取

采用標準k-ε模型來求解不可壓縮黏性流體N-S方程,其湍動能k和湍動能耗散率ε的控制方程為

(3)

(4)

式中:ui、uj分別為xi(i=1,2,3)和xj(j=1,2,3)方向上的速度分量;ν為運動黏度;σk、σε、C1ε、C2ε、Cμ均為經(jīng)驗常數(shù),其中σk=1.0,σε=1.3,C1ε=1.44,C2ε=1.92,Cμ=0.09。

2 算例驗證

針對文獻[13]中所研究的實例,建立6m×6m×6m立方體數(shù)值風(fēng)洞模型,如圖1所示,其迎風(fēng)面前方約為24m,塔柱背風(fēng)面后方約為48m,左側(cè)約為24m,右側(cè)約為24m,上方約為24m,離散網(wǎng)格為六面體網(wǎng)格,其中流體單元總數(shù)為142 944,固體單元網(wǎng)格總數(shù)為27 000,最大網(wǎng)格尺寸為1.67m,最小網(wǎng)格尺寸為0.2m;邊界條件按照1.3節(jié)設(shè)置,基本風(fēng)壓取0.4kPa,對應(yīng)的10m高度處平均風(fēng)速約為25m/s,地面粗糙度指數(shù)取0.16(B類地面),風(fēng)向角為90°(垂直入射),湍流模型采用標準k-ε模型,立方體材料采用混凝土材料,其彈性模量為25GPa,密度為2 500kg/m3,泊松比為0.167。基于ADINA有限元分析軟件進行數(shù)值風(fēng)洞計算。圖2給出了流場速度矢量云圖,可以看出立方體后方出現(xiàn)了明顯的漩渦回流,與實際情況相符。

圖1 6 m×6 m×6 m立方體數(shù)值模型

圖2 立方體流場速度矢量云圖(單位: m/s)

為與風(fēng)洞試驗和現(xiàn)場實測的結(jié)果作對比,重點分析立方體沿流向中心線上的平均風(fēng)壓系數(shù)。風(fēng)壓系數(shù)的計算公式為

(5)

圖3 立方體沿流向中心線上平均風(fēng)壓系數(shù)

3 工程實例模擬

某升船機塔柱結(jié)構(gòu)高150m,從升船機塔柱結(jié)構(gòu)上游到下游總長為76.6m,沿壩軸線方向?qū)挾葹?0m,升船機塔柱結(jié)構(gòu)兩側(cè)邊墻厚度11.6m,中間空腔為船廂的運行空間,寬度為16.8m,升船機塔柱結(jié)構(gòu)底板厚度為6.5m。為便于分析,本文僅考慮風(fēng)對結(jié)構(gòu)的影響。

3.1 升船機塔柱結(jié)構(gòu)數(shù)值風(fēng)洞模型

建立150m高升船機塔柱結(jié)構(gòu)數(shù)值風(fēng)洞模型如圖4所示,迎風(fēng)面前方約為600m,塔柱背風(fēng)面后方約為1 200m,左側(cè)約為600m,右側(cè)約為600m,上方約為600m;離散網(wǎng)格為六面體網(wǎng)格,其中流體單元總數(shù)為911 280,固體單元網(wǎng)格總數(shù)為15 360,最大網(wǎng)格尺寸為78.56m,最小網(wǎng)格尺寸為1.92m;入口施加梯度風(fēng)速,基本風(fēng)壓取0.4kPa,對應(yīng)的10m高度處平均風(fēng)速約為25m/s,地面粗糙度指數(shù)取0.16(B類地面),風(fēng)向角為90°(垂直入射),出口處為自由出流,計算域頂壁與側(cè)壁面的邊界采用滑移邊界,地面采用無滑移固壁邊界,建筑物表面采用流固耦合邊界,湍流模型采用標準k-ε模型,升船機塔柱結(jié)構(gòu)為混凝土材料,其彈性模量為25GPa,密度為2 500kg/m3,泊松比為0.167。

圖4 升船機塔柱結(jié)構(gòu)數(shù)值模型

圖5和圖6給出了升船機塔柱結(jié)構(gòu)沿流向中心線截面流場的壓力云圖和升船機塔柱結(jié)構(gòu)流場速度矢量云圖。從圖6可以看出,環(huán)繞、分離、再附等鈍體繞流現(xiàn)象均能得到反映,在結(jié)構(gòu)的尖角和背面出現(xiàn)氣流分離及強烈的漩渦。

圖5 升船機塔柱結(jié)構(gòu)沿流向中心線截面流場壓力云圖(單位:Pa)

圖6 升船機塔柱結(jié)構(gòu)流場速度矢量云圖(單位:m/s)

圖7為升船機塔柱結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)云圖?？梢钥闯?對于升船機塔柱結(jié)構(gòu)而言,其順風(fēng)向最大位移為1.87cm,出現(xiàn)在迎風(fēng)面頂部附近;最大第一主應(yīng)力約為0.48MPa,出現(xiàn)在迎風(fēng)面底部附近;最大第三主應(yīng)力約為0.52MPa,出現(xiàn)在與迎風(fēng)面相對應(yīng)的內(nèi)立面底部附近。

圖7 升船機塔柱結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)云圖

3.3 升船機塔柱結(jié)構(gòu)風(fēng)載體型系數(shù)

實際工程中,一般采用結(jié)構(gòu)表面上的平均風(fēng)壓系數(shù)來描述風(fēng)荷載,GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》稱其為風(fēng)載體型系數(shù),用μs表示。風(fēng)載體型系數(shù)用結(jié)構(gòu)表面上第i點的平均風(fēng)壓系數(shù)CPi與該點所屬表面積Ai的乘積取加權(quán)平均得到:

(6)

式中A為所計算表面的總面積。

圖8給出了升船機塔柱結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面平均風(fēng)壓系數(shù)分布云圖,可以看出,在高度方向,結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面的風(fēng)壓系數(shù)沿高度變化呈現(xiàn)中間大、兩側(cè)小的趨勢,這是由于風(fēng)速隨高度呈指數(shù)律增長,在結(jié)構(gòu)下部風(fēng)速相對較小,故風(fēng)壓系數(shù)較小。而在建筑物的上部,雖然風(fēng)速較大,但由于流體向頂部繞流,風(fēng)壓系數(shù)有所減小。迎風(fēng)面兩側(cè)的風(fēng)壓系數(shù)比中間小也是因為流體向兩側(cè)繞流的原因。

圖8 升船機塔柱結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面平均風(fēng)壓系數(shù)云圖

圖9 升船機塔柱結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面中心線上平均風(fēng)壓系數(shù)

由圖9可以看出,對于升船機塔柱這種特殊的高聳結(jié)構(gòu),由于船廂通道等附屬結(jié)構(gòu)的存在,不能簡單套用GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中“封閉式對立兩個帶雨篷的雙坡屋面”的內(nèi)立面風(fēng)載體型系數(shù)來代替升船機塔柱結(jié)構(gòu)內(nèi)立面的風(fēng)載體型系數(shù);同時,對于高聳結(jié)構(gòu)而言,考慮結(jié)構(gòu)與風(fēng)場的相互作用也是十分有必要的,這點在GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中也沒有體現(xiàn)。因此,對于升船機塔柱結(jié)構(gòu),應(yīng)通過數(shù)值風(fēng)洞模擬技術(shù)來確定其風(fēng)載體型系數(shù)。數(shù)值風(fēng)洞模擬結(jié)果顯示,升船機塔柱結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面風(fēng)載體型系數(shù)為1.44,兩個內(nèi)立面風(fēng)載體型系數(shù)均為-1.18,背風(fēng)面風(fēng)載體型系數(shù)為-1.03,左右兩側(cè)邊界風(fēng)載體型系數(shù)均為-1.2?？梢缘贸錾瑱C塔柱結(jié)構(gòu)總的風(fēng)載體型系數(shù)μs=1.44-(-1.18)-(-1.18)-(-1.03)=2.47,大于按規(guī)范計算得到的1.54。

深度卷積網(wǎng)絡(luò)在圖像識別領(lǐng)域中的成功應(yīng)用使得直接從復(fù)雜的胸部CT圖像中直接檢測出肺結(jié)節(jié)有方可循。Sardar Hamidian等提出了一種直接從胸部CT圖像中檢測肺結(jié)節(jié)的三維方法[7]，該方法分為包含初選卷積網(wǎng)絡(luò)和篩選卷積網(wǎng)絡(luò)兩個部分，其中初選卷積網(wǎng)絡(luò)由3個卷積層、2個最大化池化層以及2個全連接層組成（如表1如示），原始的胸部CT圖像經(jīng)過初選網(wǎng)絡(luò)處理后得到初步的結(jié)節(jié)候選圖像，并對每個疑似結(jié)節(jié)進行評分，如圖2b如示，按評分高低將其顏色按從綠到紅標記，顏色越紅表示其實際為結(jié)節(jié)的可能性越高。篩選網(wǎng)絡(luò)的結(jié)構(gòu)與初選網(wǎng)絡(luò)相同，它經(jīng)過訓(xùn)練以后用來去除上一步產(chǎn)生的假陽性結(jié)節(jié)。

3.4 升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)

GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》定義順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)為靜動力風(fēng)荷載P與靜力風(fēng)荷載Pc的比值,用β表示,其中靜動力風(fēng)荷載由靜力風(fēng)荷載Pc和動力風(fēng)荷載Pd兩部分組成,則順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)的表達式為

(7)

針對150m高升船機塔柱結(jié)構(gòu),根據(jù)數(shù)值風(fēng)洞模型計算結(jié)果,經(jīng)過嚴格的公式推導(dǎo),編制相應(yīng)的計算程序,得到150m高升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)表達式為

(8)

圖10給出了升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)本文計算結(jié)果與規(guī)范值的對比情況,其中規(guī)范值是根據(jù)GB5009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》查表計算得到。可以看出,在結(jié)構(gòu)高度90m以上區(qū)域規(guī)范值都偏小。

圖10 升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)隨高度變化曲線

4 結(jié) 語

本文提出了一種高聳升船機塔柱結(jié)構(gòu)抗風(fēng)分析方法,模擬了150 m高升船機塔柱結(jié)構(gòu)的風(fēng)致響應(yīng)。在B類地面以及基本風(fēng)壓為0.4 kPa的情況下,150 m高升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向最大位移為1.87 cm,出現(xiàn)在迎風(fēng)面頂部附近;最大第一主應(yīng)力和最大第三主應(yīng)力分別為0.48 MPa和0.52 MPa,分別出現(xiàn)在迎風(fēng)面底部附近和相應(yīng)的內(nèi)立面底部附近。另外,對比升船機塔柱結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面中心線上平均風(fēng)壓系數(shù)發(fā)現(xiàn),除頂部小部分區(qū)域外,規(guī)范值都是偏小的,數(shù)值風(fēng)洞模型計算得到的升船機塔柱結(jié)構(gòu)風(fēng)載體型系數(shù)為2.47,大于按規(guī)范計算得到的1.54。經(jīng)嚴格公式推導(dǎo)得到了150 m高升船機塔柱結(jié)構(gòu)順風(fēng)向風(fēng)振系數(shù)表達式,與規(guī)范值對比發(fā)現(xiàn),在結(jié)構(gòu)高度90 m以上區(qū)域規(guī)范值都偏小。

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Numerical wind tunnel simulation of wind resistance for tower structure of high-rise ship lift

//GUO Bowen1, ZHAO Lanhao1, LIU Wenhua2

(1.CollegeofWaterConservancyandHydropowerEngineering,HohaiUniversity,Nanjing210098,China; 2.AnhuiSurveyandDesignInstituteofWaterConservancyandHydropower,Hefei230088,China)

In this study, numerical wind tunnel simulation technology was used, the incompressible Navier-Stokes equations for viscous fluids were employed to describe the motion of the wind, and appropriate boundary conditions for the computational domain were established. In this way, a new method for wind resistance analysis for a tower structure of a high-rise ship lift was developed based on the ADINA software for finite element analysis. The correctness and validity of this method were verified with an example. Combined with a project case, the wind-induced response of the ship lift tower structure was analyzed, and the wind-load shape coefficient of the ship lift tower structure was obtained, the expression of the downwind vibration coefficient of the ship lift tower structure was derived, and the calculated wind-load shape coefficient and downwind vibration coefficient were compared with the results obtained from the specification. Numerical simulation results show that the downwind maximum displacement of the high-rise ship lift tower structure occurs near the top of its windward side. The wind-load shape coefficient of the ship lift tower structure obtained from the numerical wind tunnel simulation technology is greater than the result obtained from the specification. The downwind vibration coefficient obtained from the specification is lower than that obtained from the numerical wind tunnel simulation for the whole region, except in the region below the elevation of the structure of 90 m.

ship lift; tower structure; numerical wind tunnel; wind-induced response; wind-load shape coefficient; downwind vibration coefficient

10.3880/j.issn.1006-7647.2016.06.015

國家自然科學(xué)基金(51279050);中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項(2014B36714)

郭博文(1988—),男,博士研究生,主要從事水工結(jié)構(gòu)流固耦合研究。E-mail:guobowen21@126.com

趙蘭浩(1980—),男,教授,博士,主要從事水工結(jié)構(gòu)抗震與流固耦合研究。E-mail:zhaolanhao@hhu.edu.cn

U642.1

A

1006-7647(2016)06-0080-06

2015-09-17 編輯：熊水斌)