钢烟囱结构的抗风设计

燕科

（成都建筑材料工业设计研究院有限公司）

钢烟囱结构的抗风设计

燕科

（成都建筑材料工业设计研究院有限公司）

以实际工程中的钢烟囱结构设计为例，阐述了钢烟囱的设计过程，并将部分计算过程在SAP2000中与手算结果进行对比，研究了高耸结构的机算与手算的部分差异。

钢烟囱；结构计算；SAP2000；机算差异；高耸结构；风振计算

1 工程概况

实际工程为GOE项目中窑头烟囱，结构的设计要点一般包括结构选型与布置，材料选取及荷载确定等［1］。初始设计方案烟囱直径4.2m，高40m，设防烈度为7度，地震加速度0.15g，基本风压0.81kN/m2，地面粗糙度类别B类。钢烟囱自重较轻，水平地震作用较小。烟囱小于60m，风荷载与地震作用不同时考虑，烟囱以风荷载控制。整个设计应涉及烟囱风荷载整体计算、地震计算、强度计算、局部风压计算、局部屈曲计算、整体稳定性计算、地脚螺栓计算、底座基础局部受压计算、底座钢板厚度及加劲肋计算、基础设计、，位移限制、抗剪键计算、温度作用、屈曲分析等内容。参考烟囱设计规范中钢烟囱的筒壁最小厚度的相应要求，暂定钢烟囱的筒壁厚度为9mm。

2 结构的动力特性

初步判断结构基本自振周期，判断风荷载作用下需要考虑的风振作用类型。

一般高耸结构的基本自振周期可取：

T1=（0.007-0.013）H

故T1=0.52s

SAP2000建模得到结构：

T1=0.63s T2=0.626s T3=0.393s

3 风荷载作用下整体内力分析

表4 隔震层最大位移值

5 结论

⑴采用双层组合隔震装置的高层剪力墙结构的隔震效果良好

⑵局部采用滑板支座替代普通橡胶支座能够降低隔震装置费用，且各项隔震性能指标均符合规定。

⑶滑板支座水平向刚度虽小于普通橡胶支座，隔震层整体刚度较小，但整个隔震结构抗倾覆能力符合相关规定。

⑷罕遇地震作用下，上部结构层间位移角最大值满足框架剪力墙结构层间弹塑性位移角限值的要求，上部结构基本处于弹性状态。●

［1］GB 50011-2010，建筑抗震设计规范（2010年版）［S］.

［2］CECS 126:2001，叠层橡胶支座隔震技术规程［S］.

［3］JGJ 3-2010，高层建筑混凝土结构技术规程［S］.

［4］GB20688.5-2014，橡胶支座第5部分：建筑隔震弹性滑板支座［S］.

［5］GB20688.3-2006，橡胶支座第3部分：建筑隔震橡胶支座［S］.

［6］GB 50223-2008，建筑抗震设防分类标准［S］.

3.1 横风向风振计算判断

雷诺数：Re=69000vD

第一周期下：

υcr=33.33m/s，Re=9.66×106，υH=44.38m/s

由于结构高度 H＞30m，H/B=9.52＞1.5，且 T1= 0.63s＞0.25s，考虑横风向风振。

此时，风的总效应可将横风向风荷载效应SC与顺风向风荷载效应SA按矢量叠加：

其中顺风向风荷载取在横风向共振发生时（临界风速时），在10m标高处对应的顺风向的基本风压。

ωcr10=43.332/1600×（10/40）2×0.15=0.774（kN/m2）

3.2 顺风向风振计算

计算见表1：

表1

横风向等效风荷载：

计算见列表2。

表2

总效应：

剪力：V=（147.432+894.182）0.5=906.3kN

弯矩：M=（3647.872+25624.172）0.5=25882.52（kN·m）

SAP2000建模下的风荷载效应分析结果：

Fx=159.9kN〈V=906.3kN

比较结论：

SAP2000中未考虑横风向风振，与顺风向风振计算结果有些许偏差，可能是在手算过程中，对风载进行了分段，每段取中间值进行整体计算，从而影响最终结果。

4 强度计算

自立式钢烟囱在弯矩和轴向力作用下，钢烟囱强度应按下式进行计算：

结构效应以风荷载控制。

N=1.2×（372.69+16.28）+1.4×0.7×61.05 =526.6kN

风荷载产生的弯矩：

M=1.4×26441.7=37018.38kN.m

烟囱的面积：Ani=3.14×4200×9=118692mm2

烟囱抵抗矩：

W=3.14×（42004-41824）/64/（4200/2）=123827715.6mm3

则：

σ=526.6×1000/118692+37018.38×106/123827715.6

=303.38MPa

考虑钢材强度温度折减（窑头烟囱温度150℃）：

γs=1+150/（767×ln（150/1750））=0.92

f=0.92×215=197.8MPa〈303.38MPa

此时，若不调整方案，钢板根部要做到14mm才满足强度要求，18mm才同时满足强度与局部屈曲要求（未考虑变化后的周期及风振荷载）。

最终方案选择为2%斜度变截面烟囱，高度35m，底部直径4.2m，顶部直径2.8m。其中，0～25m钢板采用厚度12mm，25～35钢板厚度10mm，由于钢板厚度对周期有影响，而周期直接关系到临界风速的大小。

此方案下，SAP2000建模得到结构T1=0.31s，此时验算，可避免横风向风振荷载效应。最终计算结果：

剪力：V=91.22kN

弯矩：M=1929.29（kN·m）

依据烟囱净截面进行强度校核，满足设计要求。

5 局部风压效应计算

变截面烟囱验算截面选取为顶部，变厚度处及底部。

在径向局部风压作用下，烟囱竖向截面最大环向风弯矩计算：

Mθin=0.314μzω0r2

顶部r=1.4m，Mθin=0.73（kN·m），βz=2.44，则弯矩设计值为M=0.73×1.4×2.43=2.48（kN·m）

则

σ=2.48×106/（（1000×102）/6）

=148.8MPa〈197.9MPa

验算变厚度处及底部，均满足要求。

不难发现，将顶部风振大的地方直径减小，有利于减小风荷载局部弯矩。

6 整体稳定性计算

在弯矩和轴向力作用下，钢烟囱的整体稳定性应按下列公式进行验算：

参考烟囱工程手册，计算得到：

满足要求。

7 位移限制

依据相应条文要求，在荷载的标准组合效应作用下，钢结构烟囱任意高度的水平位移不应大于该点离地高度的1/100。

基于SAP2000的分析结果，其风振时底部的剪力Fx=88.6kN，风振时顶部最大位移计算结果Smax=10mm＜350mm。

若将风荷载按X向投影分段手动输入，其风振时底部的剪力Fx=91.2kN，顶部最大位移Smax=29.1mm，但此时结构变形不符合力学概念；若将X向风荷载以垂直于面的方式分段输入，其风振时底部的剪力Fx=107.2kN，最大位移Smax=13mm，接近SAP2000自动计算结果，变形正常。

手动输入风荷载时，风荷载应以表面压力垂直壳面的方式输入，而不是采用方向投影法输入，虽然其计算的剪力结果一致，但变形不符；同时，若采用按X向均布压力输入，则迎风面面积较实际偏大。

8 烟囱底部链接设计

烟囱自重G=347kN，风荷载F=91.2kN，由于347× 0.4=138.8kN〉91.2kN，故不需设抗剪件。

因本实际工程属涉外工程，参比与其他国家相关设计条文，中国规范地脚螺栓是不参与抗剪的，摩擦力不够时需设抗剪件抵抗剪力。而美标、英标、埃及规范地脚螺栓都是可以参与抗剪的。此外，英国将锚栓完全看作普通螺栓，设计指标取与普通螺栓完全相同，但在柱脚抗剪时忽略摩擦力的作用。

为避免或者减少气流流动产生卡曼涡旋引起烟囱发生共振，可以考虑设置破风圈。

对比初始设计方案，设置破风圈后，风荷载效应中剪力V=282.1kN，减小68.87%，弯矩M=8024.2（kN·m），减小69.00%。

9 结语

对于独立钢烟囱设计，需要特别注意是否要计算顺风向风振和横风向风振，当遭遇跨临界强风共振时，可以采用变截面适当降低烟囱高度（即改变烟囱的固有频率），或设置破风圈减小横风向风振效应，从而对结构的后续整个设计过程都会有较大的影响，做到安全、经济、合理。●

【参考文献】

［1］魏保敏.某钢厂自立式钢烟囱结构设计 ［J］.山西建筑，2015（28）:38-39.

［2］GB50051-2013，烟囱设计规范［M］.

［3］烟囱计算手册［M］.