熊鳳鳴

（中石化上海工程有限公司，上海 200120）

基于Fluent的高聳塔體風(fēng)荷載數(shù)值模擬

熊鳳鳴

（中石化上海工程有限公司，上海 200120）

對某高聳塔體結(jié)構(gòu)表面的風(fēng)場和風(fēng)壓分布進(jìn)行了數(shù)值模擬和結(jié)果分析，湍流模型選擇RNG k-ε模型，計算得出塔體周圍的流場分布和結(jié)構(gòu)上各個測點的風(fēng)壓。分析塔體在風(fēng)向角變化時的風(fēng)荷載分布特征，對比各風(fēng)向角下截面風(fēng)壓分布的模擬結(jié)果和規(guī)范體型系數(shù)數(shù)據(jù)，探討其取值問題，為此類結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)研究與設(shè)計提供依據(jù)，對石油化工項目中料倉等大型塔體以及鋼儲罐等風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載分析也有一定的借鑒意義。

數(shù)值模擬；高聳塔體；風(fēng)壓系數(shù)；體型系數(shù)

造粒塔是石油化工裝置中常見的一種構(gòu)筑物，具有明顯的高度高、橫截面尺寸相對小等高聳結(jié)構(gòu)的特點，相對于豎向荷載而言，風(fēng)荷載的橫向作用影響較大，往往是其控制荷載。

由于造粒塔的截面形式是圓形與矩形截面的組合截面形式，其風(fēng)荷載計算的取值在《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB 50009—2012）中僅給出了圓截面局部計算時表面分布的體型系數(shù)以及單一矩形截面的風(fēng)荷載體型系數(shù)，無法對實際組合截面的風(fēng)荷載有一個更為準(zhǔn)確的取值。

目前對結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓除采用風(fēng)洞試驗方法獲得以外，計算流體動力學(xué)（CFD）由于其低成本、快速度、實尺建模[1]的優(yōu)勢，在結(jié)構(gòu)風(fēng)工程領(lǐng)域日益廣泛被應(yīng)用于復(fù)雜結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載研究[2-4]。鑒于以上基礎(chǔ)，本文結(jié)合工程實際以CFD 數(shù)值模擬方法對具有復(fù)雜體形的高聳塔體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬和分析，對規(guī)范體型系數(shù)數(shù)據(jù)取值進(jìn)行探討，為此類結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)研究與設(shè)計提供參考，對石油化工項目中料倉等大型塔體以及鋼儲罐等風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載分析也有一定的借鑒意義。

1 模型選擇和處理

1.1 湍流模型

標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、 改進(jìn)的RNG k-ε模型和Realizable k-ε模型，是目前CFD工程中應(yīng)用最廣泛的湍流模型。其中，RNG k-ε模型可以更好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動而被廣泛用于各種結(jié)構(gòu)類型的流動模擬[5]。因此本文選擇RNG k-ε湍流模型進(jìn)行計算，得到了較為理想的結(jié)果。

1.2 近壁面的處理

流體的湍流流動在近壁面處會受到十分顯著的影響，其處理方法對數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性有著較大的影響。而RNG k-ε湍流模型對處理湍流的核心區(qū)域有較好的適應(yīng)性，本文采用非平衡壁面函數(shù)法（non-equilibrium wall functions）處理近壁面的湍流狀態(tài)，以此來修正RNG k-ε湍流模型的計算。

2 計算實例

2.1 工程背景

作為一個計算實例，考慮某造粒塔結(jié)構(gòu)，塔體總高度為84 m，主體為外徑12 m的圓筒形，樓電梯間附著于塔體一側(cè)，其橫截面尺寸如圖1所示。為進(jìn)行對比，本文考慮塔體不開洞的情況。該塔所處地為B 類地貌，50 年一遇的基本風(fēng)壓為0.45 kN/m2。

2.2 CFD模擬計算

（1）建立模型

為使計算域的設(shè)置基本不影響計算結(jié)果，需使計算域的邊界離物體足夠遠(yuǎn)，使邊界對研究對象的影響忽略不計。這可以通過控制研究對象在流場中的布置位置和阻塞率[6]（ 建筑物最大迎風(fēng)面積與計算域橫截面面積的比值）這一指標(biāo)不大于3 %來實現(xiàn)。

圖1 造粒塔橫截面尺寸Fig.1 The cross section size of the prilling tower

為使模擬區(qū)的流場為充分發(fā)展流場，參考相關(guān)文獻(xiàn)[7～9]，本文對于本塔體實際情況采用1∶1比例實尺建模，如圖2所示；計算區(qū)域大小取240 m×960 m×480 m（寬×長×高），研究對象塔體布置于距流場入口1/3流場長度處，阻塞率為1.167 %，滿足阻塞率小于3 %的要求，如圖3所示。

圖2 計算模型Fig.2 Computational model

（2）劃分網(wǎng)格

本文對計算區(qū)域的離散采用非結(jié)構(gòu)化非均勻網(wǎng)格進(jìn)行劃分（如圖4所示），為使網(wǎng)格較為平滑，對塔體近壁區(qū)和近地面的區(qū)域進(jìn)行適當(dāng)加密，在其他區(qū)域的網(wǎng)格逐漸稀疏。

圖4 計算區(qū)域離散網(wǎng)格Fig.4 Geometric mesh of computational domain

定義來流風(fēng)向角從0°按逆時針方向增加，各工況如圖5所示。

圖5 塔體來流風(fēng)向角Fig.5 Incoming flow direction of tower

（3）邊界條件的設(shè)定

來流入口邊界條件采用速度入口，模擬大氣邊界層風(fēng)速剖面分布。來流速度根據(jù)我國荷載規(guī)范取常用的指數(shù)風(fēng)剖面，即入流面處的速度分量為：

其中：v (z)為高度z處的平均風(fēng)速；v0為離地面z0= 10 m高度處，50年重現(xiàn)期，10 min的平均風(fēng)速，由基本風(fēng)壓0.45 kN/m2換算得到v0為26.833 m/s；α為與地面粗糙度有關(guān)的指數(shù)，本文為B類地區(qū)，取α＝0.15。

來流湍流特性通過直接給定湍流動能k和湍流耗散ε值的方式給出：

其中，I和l為湍流強(qiáng)度和湍流積分尺度，Cu為常數(shù)，取0.084 5。入口和出口處的湍動能和湍能耗散率均按此式計算，當(dāng)z≤5 m時，取I = 0.23；當(dāng)5 ＜z≤350 m時，取I = 0.1 ( z / 350 )-α-0.05；當(dāng)z ＞350 m時，取I = 0.1；l = 100/ ( z /30 )0.5。入口處風(fēng)剖面v ( z )、k和ε均通過用戶自定義函數(shù)導(dǎo)入。

出口邊界條件采用壓力出口；兩側(cè)面和上空面均采用對稱邊界條件，相當(dāng)于自由滑移的壁面；底面和塔體表面采用無滑移壁面，壁面的粗糙高度，對于地面設(shè)置為0.024 m，對于塔體表面設(shè)置為0.002 m。

（4）求解和收斂控制

為保證計算過程的穩(wěn)定性，采用一階迎風(fēng)格式來離散化處理方程。采用SIMPLE算法求解壓力與速度相關(guān)的控制方程組。監(jiān)測控制方程迭代余量及研究對象表面的風(fēng)壓系數(shù)變化，當(dāng)所有的相對迭代余量均小于5×10-4，且各表面風(fēng)壓系數(shù)基本不再發(fā)生變化時，認(rèn)為此時流場進(jìn)入穩(wěn)態(tài)，迭代收斂。

3 計算結(jié)果分析

3.1 風(fēng)壓系數(shù)與體型系數(shù)

研究對象表面的無量綱的風(fēng)壓力系數(shù)CPi定義為：

其中，Pi( θ, z)是緯向角θ（塔體測點沿圓周與來流風(fēng)向的角度，示于圖6中）和高度z處風(fēng)壓值（Pa），P∞( z )和q∞( z )分別為高度z處無窮遠(yuǎn)的來流靜壓和來流動壓，q∞( z ) =1/2 ρvG2，ρ是空氣質(zhì)量密度（kg / m3），vG為參考高度的平均風(fēng)速（m/s），本文取塔體高度為參考高度，zG= 84 m，塔體高度處平均風(fēng)速作為參考風(fēng)速，vG= 36.924 m/s。風(fēng)壓系數(shù)Cpi( θ, z)為負(fù)值表明此位置為吸力，反之為壓力。

圖6 塔體截面的緯向角Fig. 6 Weft angle of the tower section

相應(yīng)高度處的各點風(fēng)荷載體型系數(shù)，由下式可以得到：

3.2 塔在典型風(fēng)向角下的體型系數(shù)結(jié)果分析

在《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中給出了圓截面局部計算時表面分布的體型系數(shù)μs，在《尿素造粒塔設(shè)計規(guī)定》（HG/T 20672—2005）中給出了塔體風(fēng)荷載體型系數(shù)的計算公式：

式中：θ為緯向角，如圖7所示。

圖7 尿素造粒塔設(shè)計規(guī)定塔體風(fēng)荷載體型系數(shù)Fig. 7 Wind load shape coefficient of specification

工程中通常取Z / H 在 0.4 ～ 0.8高度之間的風(fēng)壓系數(shù)來研究。本文取63 m高度處，即3/4 H處風(fēng)壓系數(shù)換算的體型系數(shù)來進(jìn)行對比。為分析方便，對塔體表面進(jìn)行分區(qū)，如圖8所示。

圖8 塔體區(qū)位編號Fig. 8 Location number of tower section

（1）0°風(fēng)向角下的體型系數(shù)分析

圖9 塔體在0°風(fēng)向角下模擬結(jié)果與荷載規(guī)范數(shù)據(jù)的比較Fig.9 The comparation between simulation results and data calculated from load code under the 0° incoming flow

用CFD方法計算塔體在實際尺寸情況下的體型系數(shù)，圖9給出在0°風(fēng)向角下塔體63 m高度處各區(qū)位（因結(jié)構(gòu)關(guān)于流場對稱，只取編號0-17對應(yīng)的區(qū)域）的體型系數(shù)變化曲線，并與荷載規(guī)范中圓截面和矩形截面計算出的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。

由圖9可知，CFD模擬的塔體體型系數(shù)在編號0-10區(qū)域范圍內(nèi)與圓截面的數(shù)據(jù)比較接近，且均在荷載規(guī)范的數(shù)據(jù)包絡(luò)線內(nèi)，說明數(shù)值模擬的結(jié)果可信度較高；而矩形截面的體型系數(shù)相差較大，這主要有兩方面的原因：① 矩形截面的封閉式房屋和構(gòu)筑物相對來講體型變化不大，風(fēng)壓分布較為均勻，荷載規(guī)范僅列出了其整體體型系數(shù)，這里采用的數(shù)據(jù)點均為矩形截面?zhèn)蕊L(fēng)向和背風(fēng)向的整體體型系數(shù)，亦即其平面體型系數(shù)的面積加權(quán)平均，對于數(shù)值模擬的結(jié)果采用的是局部體型系數(shù)，反映了截面上具體的風(fēng)壓分布；② 上述荷載規(guī)范給出的矩形截面?zhèn)蕊L(fēng)向和背風(fēng)向的整體體型系數(shù)反映的是簡單的單一矩形截面的風(fēng)壓分布情況，而這里由于塔體采用的組合截面，其實際風(fēng)壓分布必然不同，編號11-14的塔體區(qū)域的體型系數(shù)為負(fù)壓，且絕對值呈增大的趨勢，這是由于風(fēng)在圓截面繞流的時候，在編號10的位置塔體截面發(fā)生了突變，圓柱繞流受到了矩形截面?zhèn)认虻淖钃酰淖兞饲斑M(jìn)的方向。所以在編號10的位置附近，體型系數(shù)在短暫保持逐漸向0逼進(jìn)的趨勢之后，隨著風(fēng)的前行，在編號11的位置附近圓柱繞流迅速發(fā)展成緊貼壁面的流動，從而形成了負(fù)壓，并且絕對值逐漸增大。對于編號14-17的區(qū)域與荷載規(guī)范中矩形截面的風(fēng)壓分布規(guī)律無異，絕對值偏小。此趨勢比較體現(xiàn)了用數(shù)值模擬的方法探尋實尺模型在風(fēng)場中的壓力分布規(guī)律的意義所在。

圖10給出塔體63 m高度處的體型系數(shù)與尿素造粒塔設(shè)計規(guī)定中數(shù)據(jù)的比較?？梢园l(fā)現(xiàn)，除了在編號7、8附近數(shù)值模擬的結(jié)果絕對值略大以外，兩組數(shù)據(jù)在編號0-10區(qū)域范圍內(nèi)基本一致，在編號10-17區(qū)域規(guī)律同圖9。

（2）90° 風(fēng)向角下的體型系數(shù)分析

圖11給出在90°風(fēng)向角下塔體63 m高度處各區(qū)位（因結(jié)構(gòu)關(guān)于流場非對稱，取編號0-33對應(yīng)的區(qū)域）的體型系數(shù)變化曲線，并與荷載規(guī)范中圓截面和矩形截面計算出的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。

圖10 塔體在0°風(fēng)向角下模擬結(jié)果與造粒塔規(guī)范數(shù)據(jù)的比較Fig.10 The comparation between simulation results and data calculated from prilling tower specification under the 0° incoming flow

圖11 塔體在90°風(fēng)向角下模擬結(jié)果與荷載規(guī)范數(shù)據(jù)的比較Fig.11 The comparation between simulation results and data calculated from load code under the 90° incoming flow

由圖可知，CFD模擬的塔體體型系數(shù)基本上都與荷載規(guī)范的數(shù)據(jù)相差不大，趨勢也大體相同，僅在編號24-27的區(qū)域范圍內(nèi)與所采用荷載規(guī)范的數(shù)據(jù)有明顯的不同。其中數(shù)值模擬的結(jié)果顯示這部分區(qū)域受到的風(fēng)壓為正，體型系數(shù)均在接近于1的水平，而所取荷載規(guī)范的數(shù)據(jù)卻在-0.8 ～ 0.8之間變化，這主要是因為：此區(qū)域所采用的荷載規(guī)范數(shù)據(jù)是單個圓截面的局部體型系數(shù)，而實際上，來流受到具有組合截面的塔體阻擋，在塔體迎風(fēng)面長度的一半位置即編號26的位置附近發(fā)生了左右分離，導(dǎo)致塔體24-27區(qū)域內(nèi)受到的風(fēng)壓均為正。所以在24-27區(qū)域內(nèi)不能簡單地采用荷載規(guī)范中單一圓截面的體型系數(shù)，而應(yīng)根據(jù)實際情況進(jìn)行取值，在進(jìn)行風(fēng)洞試驗不太現(xiàn)實的情況下，數(shù)值模擬就顯現(xiàn)出了它的優(yōu)越性。

圖12給出塔體63 m高度處的體型系數(shù)與尿素造粒塔設(shè)計規(guī)定中數(shù)據(jù)的比較。可以發(fā)現(xiàn)，其規(guī)律基本同圖11。但是在編號0-4的區(qū)域附近，荷載規(guī)范體型系數(shù)的絕對值比造粒塔規(guī)范的要大，且數(shù)值模擬的結(jié)果與荷載規(guī)范給出的數(shù)據(jù)吻合較好，建議在90°風(fēng)向角實際取值時，此位置區(qū)域按荷載規(guī)范給出的數(shù)據(jù)進(jìn)行選取。

圖12 塔體在90°風(fēng)向角下模擬結(jié)果與造粒塔規(guī)范數(shù)據(jù)的比較Fig.12 The comparation between simulation results and data calculated from prilling tower specification under the 90° incoming flow

（3）180° 風(fēng)向角下的體型系數(shù)分析

圖13、圖14給出在180°風(fēng)向角下塔體63 m高度處各區(qū)位（取編號0-17對應(yīng)的區(qū)域）的體型系數(shù)變化曲線，并與荷載規(guī)范中圓截面和矩形截面計算出的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。從圖中可以看出，CFD模擬的塔體體型系數(shù)與兩規(guī)范的數(shù)據(jù)曲線趨勢基本相同，在編號6-10的區(qū)域范圍內(nèi)，數(shù)值模擬的結(jié)果要比規(guī)范給出的數(shù)據(jù)絕對值要小，這是由于來流在塔體編號14的位置發(fā)生了明顯的分離，在編號14-10的區(qū)域附近產(chǎn)生了旋渦，導(dǎo)致塔體6-10區(qū)域內(nèi)流速較小，相應(yīng)地降低了其體型系數(shù)。

另外，我們可以得出：① 規(guī)范數(shù)據(jù)是從風(fēng)洞試驗和實測中得出，或者是在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了一定的曲線擬合，與真實情況必然存在差別；② 塔體表面實際的粗糙度與CFD中所設(shè)定的有所差別，會導(dǎo)致分離點的不同；③ CFD理論中的一些湍流模型參數(shù)是經(jīng)驗值，在具體工程應(yīng)用中還需結(jié)合實際情況進(jìn)一步驗證和改進(jìn)；④ 邊界條件設(shè)置的準(zhǔn)確性以及網(wǎng)格劃分的疏密程度會對模擬結(jié)果產(chǎn)生一些影響。⑤ 本文取3/4 H處風(fēng)壓系數(shù)換算的體型系數(shù)來進(jìn)行對比，與其他高度處的體型系數(shù)在絕對值上也有一些差別。綜上，數(shù)值模擬的結(jié)果與規(guī)范數(shù)據(jù)會有一定的差別，但是對于反映其實際分布規(guī)律可以說是沒有影響的。

圖13 塔體在180°風(fēng)向角下模擬結(jié)果與荷載規(guī)范數(shù)據(jù)的比較Fig.13 The comparation between simulation results and data calculated from load code under the 180° incoming flow

圖14 塔體在180°風(fēng)向角下模擬結(jié)果與造粒塔規(guī)范數(shù)據(jù)的比較Fig.14 The comparation between simulation results and data calculated from prilling tower specification under the 180° incoming flow

4 結(jié)論

（1）數(shù)值模擬的結(jié)果可信度較高，計算結(jié)果有一定的借鑒意義。

（2）在編號0-4的區(qū)域附近，建議在90°風(fēng)向角實際取值時，此位置區(qū)域按荷載規(guī)范給出的數(shù)據(jù)進(jìn)行選取。

（3）對于具有組合截面的結(jié)構(gòu)，不能完全簡單地分別采用規(guī)范中單一截面的體型系數(shù)，而應(yīng)根據(jù)風(fēng)洞試驗或數(shù)值模擬的結(jié)果進(jìn)行取值。

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Numerical Simulation of Wind Load Acting on High Tower by Using Fluent

Xiong Fengming
（SINOPEC Shanghai Engineering Co., Ltd, Shanghai 200120）

In this article, numerical simulation and analysis for wind field and wind pressure around high tower was carried out. RNG k-ε model was selected as turbulent flow model. The distribution of flow around the tower and wind pressure at each measuring point were calculated. The feature of wind load distribution when wind direction angle was changed was analyzed. The simulation results and the shape coefficients in code were compared. The values of these coefficients were then discussed so that the basis of windresistant study and design for high tower was provided, which can be used as reference in design of large vertical equipment, such as silo and steel storage tank.

numerical simulation; high tower; wind pressure coefficient; shape coefficient

TQ 053.5

A

2095-817X（2016）06-0018-006

2016-08-15

熊鳳鳴（1983—），男，工程師，主要從事石油化工項目設(shè)計、管理工作。