工業(yè)管架風(fēng)荷載遮擋效應(yīng)風(fēng)洞試驗?

韓曉宇， 李 波，2， 劉振華， 徐龍河，2

（1.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院 北京，100044） （2.結(jié)構(gòu)風(fēng)工程與城市風(fēng)環(huán)境北京市重點實驗室 北京，100044）

（3.中國寰球工程有限公司 北京，100029）

1 問題的引出

工業(yè)廠區(qū)有大量管架，用于支撐管道和設(shè)備，見圖1。風(fēng)荷載是該類工業(yè)管架結(jié)構(gòu)設(shè)計的主要控制荷載之一，但由于構(gòu)件眾多，管架風(fēng)荷載的遮擋效應(yīng)十分顯著，不考慮遮擋效應(yīng)，往往會過高估計風(fēng)荷載，顯著增加沿海等基本風(fēng)壓高地區(qū)的工程造價。

圖1 工業(yè)管架Fig.1 Industrial pipe racks

Holmes［1-3］系統(tǒng)研究了格構(gòu)式塔架的順風(fēng)向響應(yīng)，為該類結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計理論奠定了基礎(chǔ)。遮擋效應(yīng)是格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性研究的重點。文獻［4-8］通過風(fēng)洞試驗研究了格構(gòu)式結(jié)構(gòu)上的風(fēng)荷載。Demirtas［9］認(rèn)為現(xiàn)有的阻力系數(shù)偏于保守，通過風(fēng)洞試驗給出遮擋系數(shù)予以折減。為準(zhǔn)確描述格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載提供了有效途徑，Celio等［10］研究了風(fēng)向角、透風(fēng)率對塔架遮擋系數(shù)的影響。李正良等［11］則研究了不同遮擋距離對格構(gòu)式塔架風(fēng)力系數(shù)的影響。Prad'homme等［12-13］還研究了不同構(gòu)件的風(fēng)荷載遮擋系數(shù)。程志軍等［14］通過氣動彈性模型試驗研究了格構(gòu)式塔架的體型系數(shù)及遮擋系數(shù)。可以看出，遮擋效應(yīng)是格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性研究的重點，風(fēng)洞試驗是主要研究方法。

現(xiàn)行《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012）［15］給出了單榀及多榀平行桁架的體型系數(shù)，并給出了多榀平行桁架的遮擋系數(shù)。工業(yè)廠區(qū)管架構(gòu)件眾多，依據(jù)該規(guī)范，風(fēng)荷載的計算較為繁瑣。為此，《石油化工建（構(gòu)）筑物結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB51006—2014）［16］專門提供了兩種方法來確定工業(yè)管架的風(fēng)荷載，即常規(guī)方法和整體計算方法，其中：常規(guī)方法仍以《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》為基礎(chǔ)，確定各個構(gòu)件的風(fēng)荷載；整體方法則直接根據(jù)管架的榀數(shù)及間距給出遮擋系數(shù)，便于工程應(yīng)用。但在工程實踐中，管架上往往還有管道和各類設(shè)備，整體計算方法的適用性還有待進一步評估。

筆者以石油化工廠區(qū)常見的管架、裂解爐為研究對象，首先采用測力風(fēng)洞試驗評估整體計算方法的適用性，然后通過測壓風(fēng)洞試驗，給出了管架遮擋下內(nèi)部封閉設(shè)備的遮擋系數(shù)，提供了一種基于整體計算方法的工業(yè)管架風(fēng)荷載確定方法。

2 風(fēng)洞試驗概況

本次試驗在北京交通大學(xué)風(fēng)洞實驗室BJ-1風(fēng)洞（圖2）高速試驗段完成，經(jīng)第三方校核，風(fēng)洞品質(zhì)優(yōu)秀。試驗前，對試驗?zāi)Ｐ蛥^(qū)的風(fēng)速剖面進行了測量，并通過調(diào)整尖塔和粗糙元的幾何參數(shù)，在模型試驗區(qū)獲得《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012）中B類地貌所要求的平均風(fēng)速剖面和脈動風(fēng)速湍流度剖面，如圖3所示。圖中，α，Iu，Z，Zr，U，Ur分別為地面粗糙度指數(shù)：B類地貌α=0.15、湍流度、高度、參考點高度、風(fēng)速及參考點風(fēng)速，參考點設(shè)置在模型頂點高度處。

圖2 北京交通大學(xué)BJ-1風(fēng)洞（單位：m）Fig.2 BJ-1 wind tunnel in Beijing Jiaotong University(unit:m)

圖3 平均風(fēng)速與湍流度剖面Fig.3 Mean wind speed and turbulence intensity profiles

為了評估現(xiàn)有計算方法的適用性，筆者選取石油化工廠區(qū)典型管架（GJ1）、帶管道的管架（GJ2）及支撐設(shè)備（裂解爐）的管架（GJ3）為研究對象。其中：GJ1高為30 m，寬為15 m，長為45 m；GJ2尺寸與GJ1相同，并按照實際生產(chǎn)時的情況布置管道；GJ3為石化廠區(qū)常見裂解爐，高為48 m，寬為10.5 m，長為37 m。

試驗?zāi)Ｐ蛶缀慰s尺比選為1∶100，GJ1和GJ2模型阻塞率為2.3%，GJ3模型阻塞率為3%，滿足風(fēng)洞阻塞率的要求。由專業(yè)模型公司采用ABS材料制作了裂解爐以及管架剛性測力模型及底部金屬連接件，如圖4所示。測力風(fēng)洞試驗采用美國ATI Industrial Automation研制的6分量高頻底座天平，采樣頻率為1 000 Hz，連續(xù)采樣20 000次，采樣時間為

20 s。

圖4 測力試驗?zāi)Ｐ蛨DFig.4 HFFB wind tunnel test models diagram

為確定不同管架遮擋情況下內(nèi)部封閉設(shè)備的遮擋系數(shù)，本研究還專門設(shè)計了測壓試驗。試驗?zāi)Ｐ头譃椴贾脺y壓點的內(nèi)部封閉設(shè)備（圖5）和輔助性外圍管架（圖6），內(nèi)部封閉設(shè)備模型輪廓尺寸參考了GJ3內(nèi)部爐體，模型幾何縮尺比與測力試驗相同。

圖5 測壓點布置圖(單位:mm)Fig.5 Taps distribution diagram(unit:mm)

圖6 外圍管架圖Fig.6 Periphery pipe racks

測壓試驗中，先測試無外圍管架時封閉設(shè)備的風(fēng)壓分布，然后分別設(shè)置1-3榀外圍管架，確定外圍管架榀數(shù)對內(nèi)部封閉設(shè)備風(fēng)壓分布的影響，其中，外圍管架形式及間距與GJ3保持一致。測壓風(fēng)洞試驗采用Scanivalve電子掃描閥測壓，采樣頻率為312.5 Hz，每個通道連續(xù)采樣20 000次，采樣時間為64 s。

試驗中，參考點設(shè)置在模型主體結(jié)構(gòu)頂點高度處，定義y軸正向為0°風(fēng)向角，x軸正向為90°風(fēng)向角，如圖7所示。

為方便比較，測力試驗得到的力、力矩采用無量綱力、力矩系數(shù)表示

其中：i=x，y，z，為體軸坐標(biāo)系對應(yīng)的3個主方向；Fi和Ci分別為i向氣動力及對應(yīng)的氣動力系數(shù)；Mi和Cmi分別為i向氣動力矩及對應(yīng)的力矩系數(shù)；U為參考高度處風(fēng)速；ρ為空氣密度；Si為參考面積，取模型y軸方向輪廓面積；H為參考高度，取模型主體結(jié)構(gòu)高度。

測壓試驗得到的建筑表面的風(fēng)壓通常用對應(yīng)于參考點的無量綱風(fēng)壓系數(shù)表示，平均風(fēng)壓系數(shù)為

圖7 試驗?zāi)Ｐ蛨DFig.7 Test models diagram

其中：P(t)為作用在測點處的壓力；P0和P∞分別為參考高度處的總壓和靜壓；M為脈動風(fēng)壓的樣本采集數(shù)，即本次風(fēng)洞試驗的樣本次數(shù)量。

在測壓風(fēng)洞試驗中，平均風(fēng)壓系數(shù)Cp與高度換算系數(shù)γ的乘積相當(dāng)于《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012）的體型系數(shù)μs與高度系數(shù)μz的乘積，即

其中：γ=(Z/10)0.3；Z為參考點高度，文中Z=48 m。通過式（4）即可得到體型系數(shù)。

3 測力風(fēng)洞試驗

根據(jù)測力風(fēng)洞試驗可以得到管架平均基底力、力矩系數(shù)，圖8給出不同風(fēng)向角情況下管架平均基底力、力矩系數(shù)。可以看出，3個管架的平均基底力、力矩系數(shù)隨風(fēng)向角變化規(guī)律相同。y向平均基底力系數(shù)和x向平均基底力矩系數(shù)絕對值隨風(fēng)向角增大而減小，在0°風(fēng)向角達(dá)到最大值。而x向平均基底力系數(shù)絕對值和y向平均基底力矩系數(shù)絕對值隨風(fēng)向角先增大后減小，在45°～60°風(fēng)向角達(dá)到最大值。

對比管架GJ1和管架GJ2平均基底力、力矩系數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)，帶有管道的管架GJ2的平均基底力、力矩均大于無管道的管架GJ1，這說明在計算管架風(fēng)荷載時，管道對管架風(fēng)荷載的影響不可忽略。

為了驗證現(xiàn)行規(guī)范的適用性，根據(jù)《石油化工建（構(gòu)）筑物結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB51006—2014）、《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012），假定基本風(fēng)壓ω0=1 kN/m2，計算管架基底風(fēng)荷載。其中，整體計算方法根據(jù)規(guī)范規(guī)定考慮了單一風(fēng)向和對角風(fēng)（一個主方向構(gòu)架風(fēng)荷載與另一個主方向結(jié)構(gòu)構(gòu)件和附件風(fēng)荷載的50%共同作用）。

圖8 平均基底力、力矩系數(shù)圖Fig.8 Base force and overturning moment coefficient

0°與90°風(fēng)向角下，測力風(fēng)洞試驗與規(guī)范計算結(jié)果如表1，2所示。

對比表中數(shù)據(jù)可以看出，整體計算方法計算的x向風(fēng)荷載是常規(guī)方法x向的40%左右，y向風(fēng)荷載是常規(guī)方法y向的60%左右，常規(guī)方法得到的風(fēng)荷載明顯大于考慮遮擋效應(yīng)的整體計算方法得到的風(fēng)荷載。對于管架榀數(shù)多的x向兩種方法的結(jié)果相差更大，說明隨著管架榀數(shù)的增加，遮擋效應(yīng)越來越顯著。

表1 x向風(fēng)荷載對比Tab.1 Comparison of x?direction wind loads kN

表2 y向風(fēng)荷載對比Tab.2 Comparison of y?direction wind loads kN

管架、裂解爐測力風(fēng)洞試驗得到的基底剪力小于整體計算方法和常規(guī)方法計算得到的兩個主軸方向風(fēng)荷載，工程實踐中，采用現(xiàn)行規(guī)范是偏于安全的。由于考慮了遮擋效應(yīng)，由整體計算方法得到的風(fēng)荷載與風(fēng)洞試驗結(jié)果較接近。但隨著順風(fēng)方向結(jié)構(gòu)榀數(shù)的增加，對于管架榀數(shù)多的x向，整體計算方法與風(fēng)洞試驗結(jié)果相差較大?？紤]內(nèi)部管道后，管架承受風(fēng)荷載將有所增加，這說明確定管架風(fēng)荷載時必須考慮內(nèi)部管道承擔(dān)的載荷。按現(xiàn)行規(guī)范計算得到的支撐裂解爐的管架（GJ3）風(fēng)荷載明顯偏大，這說明規(guī)范對該類設(shè)置大型工業(yè)設(shè)備的管架適用性較差，需要采用風(fēng)洞試驗確定更為合理的主體結(jié)構(gòu)設(shè)計風(fēng)荷載。

4 測壓風(fēng)洞試驗

通過測壓試驗以及計算得到了不同管架遮擋情況下內(nèi)部封閉設(shè)備的體型系數(shù)。

內(nèi)部封閉設(shè)備在不同工況下，風(fēng)向角為0°時迎風(fēng)面、背風(fēng)面體型系數(shù)分布如圖9和圖10所示?？梢钥闯?，隨著外圍管架榀數(shù)的增加遮擋效應(yīng)增大，迎風(fēng)面體型系數(shù)有明顯變小趨勢，而背風(fēng)面變化趨勢不明顯。

圖9 迎風(fēng)面體型系數(shù)分布Fig.9 The distribution of shape coefficient on windward side

圖10 背風(fēng)面體型系數(shù)分布Fig.10 The distribution of shape coefficient on leeward side

不同工況下，裂解爐內(nèi)部封閉設(shè)備的體型系數(shù)如表3所示，由表中數(shù)據(jù)可以看出，裂解爐內(nèi)部封閉設(shè)備的體型系數(shù)隨著外圍管架榀數(shù)的增加而減小。

表3 不同工況下體型系數(shù)表Tab.3 Shape coefficient under different conditions

為了在工程實際中更加方便使用，定義了遮擋折減系數(shù)。有遮擋時內(nèi)部封閉設(shè)備的體型系數(shù)μ's=φμs，遮擋折減系數(shù)φ=μ's/μs。不同工況下體型系數(shù)的遮擋折減系數(shù)如表4所示。

由表4可以看出，隨著外圍管架榀數(shù)的增加，內(nèi)部封閉設(shè)備的遮擋折減系數(shù)明顯減小。根據(jù)遮擋折減系數(shù)對前面支撐裂解爐的管架GJ3整體計算的結(jié)果進行修正，如表5所示。

表4 不同工況下體型系數(shù)遮擋折減系數(shù)表Tab.4 Reduction factor of shape coefficient under different conditions

表5 風(fēng)荷載對比表Tab.5 Comparison of wind loads kN

可以看出，考慮外圍管架對裂解爐內(nèi)部封閉設(shè)備遮擋效應(yīng)得到的結(jié)果與風(fēng)洞試驗結(jié)果更接近。通過考慮測壓風(fēng)洞試驗得到的遮擋折減系數(shù)，可以更為合理地確定主體結(jié)構(gòu)設(shè)計風(fēng)荷載。

5 結(jié)束語

筆者以石油化工廠區(qū)典型管架、裂解爐為對象，首先采用測力風(fēng)洞試驗評估整體方法的適用性，然后通過測壓風(fēng)洞試驗測得了裂解爐內(nèi)部設(shè)備的遮擋系數(shù)。整體而言，管架、裂解爐測力風(fēng)洞試驗得到的基底剪力小于《石油化工建（構(gòu)）筑物結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB51006—2014）規(guī)定值，工程實踐中，采用現(xiàn)行規(guī)范是偏于安全的。對于管架及支撐管道的管架，整體方法得到的風(fēng)荷載與測力風(fēng)洞試驗吻合較好。文中通過測壓風(fēng)洞試驗，給出了外圍管架遮擋下，內(nèi)部封閉設(shè)備的遮擋系數(shù)，利用該系數(shù)能夠擴大整體方法的適用范圍。