横向风振对石油化工塔型设备设计的影响

刘银卯 闫向刚 河北省石油化工设计院有限公司 石家庄 050061

横向风振对石油化工塔型设备设计的影响

刘银卯*闫向刚 河北省石油化工设计院有限公司 石家庄 050061

分析横向风振的发生机理和发生条件，通过对常见的塔型设备计算分析，总结出需要注意横向风振的塔的几何尺寸;通过某工程实例的计算来研究横向风振对结构的影响程度。

风荷载漩涡横向风振临界风速塔

石油化工塔型设备在风力作用下，将产生两个方向的振动。一种是顺风向的振动，振动的方向与风的流向一致;另一种是横风向的振动，振动的方向与风的流向垂直。前一种振动是常规设计的主要内容，后一种振动也称风诱发的振动，以前在工程界较少予以重视。自从美国华盛顿州塔科马海峡大桥(Tacoma Narrows Bridge)因风诱发的振动被毁之后，接着在英美等国又发生钢烟囱剧烈振动与断裂的事故。因此诱发振动的研究便日益受到各国工程界的重视，而在塔型设备设计时考虑风诱发的振动已成为必然趋势。横风向风振对塔型设备及其基础的设计影响不可小视，根据资料显示，在实际工程中，也观测到塔型设备有产生横向风振的情况。

1 横向风振产生的机理

由流体力学知识可知，当风以一定速度绕圆柱形的塔型设备流至A点时，速度为0，由伯努利方程可知该处压强为最大;当风转折向沿塔的表面由A到B时，速度不断增加而面压不断降低;在由B到D时，则速度不断减小而压强不断升高。由于塔表面存在边界层，层内质点的速度从壁面为零而向离壁面方向逐渐增大，直到与层外主流速度相同。尽管粘性摩擦力的影响使层内流体速度降低，但塔体的前半周依靠与层外主流进行的动量交换，从主流获得的能量仍然可以使层内流体的速度不会降低。而在塔的后半周，由于主流的减速，边界层不能从主流获得补充的能量以改善层内流体顺粘性摩擦力引起的降速，结果导致边界层不断增厚，在塔体C处，流体完全静止不动并逐渐堆积起来，压强也为最大。在高压强的作用下迫使主流绕过堆积起来的流体，脱离塔体表面朝下游方向流去，形成了边界分离的现象。

C点的下游，还形成流体的空白区，在逆向压强梯度的作用下，必然有倒流的流体来补充，倒流的流体又受C点高压强的影响而被推开，于是在塔体的背后产生了漩涡。随着雷诺数的增大，漩涡脱离塔体，漩涡的脱落是交替发生的，先从塔体的一侧而后再从塔体的另一侧，脱落的漩涡随即被主流冲走。随着雷诺数的进一步增大，上述过程进一步加剧。漩涡从两侧交替脱落是连续的，于是在尾流中形成两排漩涡，称为涡街或卡门涡街。

漩涡脱落会引起环量，从而产生横向力作用在塔体上。漩涡脱落具有一定的频率或周期，从而造成横向动力作用，产生横风向振动，形成强迫振动，因而横风向的风力属于动力荷载的范畴。在一般情况下，横风向风力只有顺风向风力的1/4左右。但是，如果涡流脱落频率与塔结构自振频率接近时，将产生横风向共振，出现与顺风向同量级或大得多的响应。漩涡脱落形成见图1。

图1 圆柱绕流的漩涡脱落形成示意

2 横风向风荷载共振发生的条件

根据《建筑结构荷载规范》GB 50009－2001 (2006年版)规定，对圆形截面的结构，应按下列规定对不同雷诺数Re的情况进行横风向风振(漩涡脱落)的校核:

(1)当Re＜3×105且结构顶部风速υH大于υcr时，可发生亚临界的微风共振。此时可在结构上采取防振措施，或控制结构的临界风速υcr不小于15m/s。

(2)当Re≥3.5×106且结构顶部风速υH的1.2倍大于υcr时，可发生跨临界的强风共振，此时应考虑横风向风荷载引起的共振效应。

(3)当3×105≤Re＜3.5×106时，则发生超临界范围的风振，可不作处理。

下面通过计算来得出需要考虑共振效应的塔的特征。

由雷诺数Re公式:

式中，υ为计算所用风速，可取υcr值;D为结构截面的直径。

式中，T1为结构基本自振周期;St为斯托罗哈数，取0.2。

塔的基本自振周期T1分两种计算:

①当H2/D0＜700时

②当H2/D0≥700时

由上述公式(1)～(3)可得下式:

在这里St为常数，Re只与塔的直径D和塔的高度H有关，将常用的塔直径和高度组合列表，求出相应的雷诺数Re，塔体尺寸符合Re≥3.5× 106，此时应考虑横风向风荷载引起的共振效应。见表1。

表1 横向风振的塔范围(m)

当塔体尺寸符合验算横风向风荷载引起共振效应时，由《烟囱设计规范》GB 50051－2002第 5.2.4条验算，对于第1振型横风向风振，当塔顶端设计风压值wh满足式(5)时，塔基础承载能力极限状态仍由顺风向设计风压控制。

式中，wh为设备顶部风压设计值;ζ1为风振计算时，第一振型结构阻尼比，按0.035取用;βh为设备顶端风振系数，按《建筑结构荷载规范》GB 50009－2001(2006版)的规定计算;wcr1为对应第一振型临界风速的设备顶部顺风向基本风压值; vcr1为第一振型对应的临界风速。

如果塔顶端设计风压值wh不满足式(5)时，应按GB 50009－2001(2006年版)第7.6.2条、第7.6.3条计算横风向风荷载引起的共振效应。

3 横风向风荷载共振计算

下面通过算例来对比考虑和不考虑横向风振时塔底部弯矩的差异。

3.1 计算条件

某化工项目装置区塔体尺寸:塔高40m，直径4m;基本风压:w0=0.55kN/m2;地面粗糙度:B类;塔体自振周期:T1=0.7s。塔体立面简图见图2。

图2 塔体立面简图

3.2 顺风向风振时的塔底内力计算

顺风向风振作用时的塔底弯矩计算采用石化工程构筑物软件包(SCAD V2007)独立塔基础计算机辅助设计软件(CTCAD V2007)，计算结果见表2。

3.3 横风向风振时的塔底内力

3.3.1 判断是否要考虑横风向风振

(1)初步判断

表2 顺风向风振作用时的塔底弯矩及剪力

由表1可知Re＞3.5×106，初步判断需要考虑横风向风振影响。

(2)计算判断

由GB 50009－2001第7.6.1－5条的(7.6.1－2)式，临界风速:

由(7.6.1－3)式，结构顶部风速:

式中，T1为结构自振周期;St为斯托罗哈数，取0.2;μH为结构顶部风压高度变化系数;w0为基本风压，kN/m2;ρ为空气密度，取1.29kg/m3。

由以上计算可知，

1.2 υH=43.8m/s＞υcr=28.6 m/s

所以塔体结构将发生跨临界的强风，再由《烟囱设计规范》GB 50051－2002第5.2.4条验算:

式中，wh为设备顶端风压设计值，kN/m2;βh为设备顶端风振系数，按《建筑结构荷载规范》GB 50009－2001(2006版)的规定计算;μs为风荷载体型系数;μz为风压高度变化系数;w0为基本风压，kN/m2。

由于不符合GB 50051－2002的(5.2.4－1)式规定，应计算横风向风振影响。

3.3.2 横风向风振产生的塔底内力计算

由规范GB 50009－2001(2006年版)第7.6.2条、第7.6.3条计算。由于篇幅所限，校核横风向风振仅取第一振型。先确定临界风速起始点高度(即锁住区起始点高度)H1:

式中，α为地面粗糙度指数，对A、B、C和D四类分别取0.12、0.16、0.22和0.30。

然后确定锁住区终止点高度H2:

由H1/H=0.07，查取规范GB 50009－2001 (2006年版)中表7.6.2，得λ1为1.55，计算系数λ1是对第一振型情况下考虑与共振区分布有关的计算系数，若临界风速起点在结构底部，终止点在顶部，整个高度为共振区，它的效应最严重，则计算系数值也最大;若临界风速起点在结构顶部，不发生共振，不验算横向风振。

H1为考虑横向风振效应区域的起始点高度，H2为考虑横向风振效应区域的终止点高度，本例H2位于塔顶部，由规范GB 50009－2001(2006年版)中第7.6.2条的条文说明可直接查表7.6.2得λ1值。

跨临界强风共振的等效风荷载由GB 50009－2001(2006年版)第7.6.2条计算:

式中，Φzj为在z高度处结构的第j振型系数，由规范GB 50009－2001(2006年版)附录表F.1.1确定;ζj为第j振型的阻尼比;对第一振型，钢结构取0.01。

将塔沿高度分为四段，见图2。每段高度10m，从下到上为1～4段，分别计算每段的横向风荷载。

选取第4段塔横向风荷载进行计算:取z= 35m处计算，z/H=35/40=0.875，查GB 50009－2001(2006年版)，附录表F.1.1得Φz1=0.84。

第4段塔横向风荷载折算成沿塔身高度的均布线荷载:

其他塔段荷载计算从略。

再由各塔段竖向均布风荷对塔底取矩，得出塔底的总弯矩标准值Mc值，也可求出塔底总剪力标准值Vc，具体数值见表3。

表3 横向风振作用时的塔底弯矩及剪力

3.3.3 两种风向风荷总内力与顺风向风振的塔底内力比较

根据规范GB 50009－2001(2006年版)第7.6.3条，考虑横向风振效应的风荷载在塔底产生总的荷载效应计算如下。

塔底总弯矩计算M0

考虑横向风振效应的塔底总弯矩与不考虑横向风振效应的塔底总弯矩的比值:Mo/MA=18520/ 3035=6.1。

塔底总剪力计算

考虑横向风振效应的塔底总剪力与不考虑横向风振效应的塔底总剪力的比值:Vo/VA=5.3。

从上式计算比较可知，当符合发生横向风振条件时，考虑横向风振效应的塔底总弯矩要比常规计算的弯矩大6倍，剪力比常规计算的大5倍，可见横向风振对结构的影响是不容忽视的，不考虑横向风振影响的计算结果是不安全的。

4 结语

(1)本文表1所提供的数据的前提条件是塔身为圆形且表面光滑，塔上无附加设备和附塔管线，塔周围无干扰气流运动的其他建构物和设备。而石油化工塔绝大多数塔身附有钢梯、平台、管线设备，有时塔与塔的间距很近或有联合平台，基于这些原因，空气流经塔时，涡流脱落的规律就受到影响，共振现象会受到一定抑制，横向风振的作用就会减弱。有时塔与塔之间由于工艺要求用平台连在一起，使塔的自振周期改变，会使漩涡脱落的频率和塔的自振周期间隔加大，此时的横向风振的作用就很小了。这也是以前塔基础设计未考虑横风共振作用，但是实际使用也未见太大异常的原因。

(2)我国的石化行业《石油化工塔型设备基础设计规范》SH/T 3030－1997及以前版本的规范，对横向风振的影响是不考虑的。但在新版《石油化工塔型设备基础设计规范》SH/T 3030－2009条文说明中对塔的横向风振的影响有所提及，主要是参考烟囱设计规范的设计方法来考虑的。如前所述，塔型设备由于多有附塔设备的影响，所以和烟囱的前提条件有所不同。但是完全不考虑横向风振影响也是不安全的。对于较重要的塔型设备，附塔设备较少周围又比较空旷，当设备外形尺寸满足表1时，应按GB 50009－2001 (2006年版)第7.6.1条、GB 50051－2002第5.2.4条验算是否要考虑横风向风振的影响，并结合附塔设备及管线的情况适度考虑横向风振的影响。

1 GB 50009－2001，建筑结构荷载规范［S］．北京:中国建筑工业出版社，2006．

2 SH/T 3030－2009，石油化工塔型设备基础设计规范［S］．北京:中国石化出版社，2009．

3 刘建军，章宝华．流体力学［M］．北京:北京大学出版社．

4 GB 50051－2002，烟囱设计规范［S］．北京:中国计划出版社，2003．

5 王肇民．高耸结构设计手册［M］．北京:中国建筑工业出版社，1995．

6 张相庭．工程结构风荷载理论和抗风设计手册［M］．上海:同济大学出版社．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)

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*刘银卯:高级工程师。1986年毕业于河北工业大学工业与民用建筑专业。从事设计工作。联系电话:(0311)85180351，E－mail: yinmao.Liu@pechdi.com.cn。

(修改回稿:2012－07－24)