高耸升船机塔柱结构抗风数值风洞模拟

郭博文,赵兰浩,刘文化

(1.河海大学水利水电学院,江苏 南京 210098; 2.安徽省水利水电勘测设计院,安徽 合肥 230088)



高耸升船机塔柱结构抗风数值风洞模拟

郭博文1,赵兰浩1,刘文化2

(1.河海大学水利水电学院,江苏 南京 210098; 2.安徽省水利水电勘测设计院,安徽 合肥 230088)

利用数值风洞模型技术,采用原始不可压缩黏性流体N-S方程描述风场的运动,建立合适的计算域边界条件,基于ADINA有限元分析软件,提出了一种高耸升船机塔柱结构抗风分析方法,并通过算例验证了该方法的正确性和有效性;结合工程实例,分析了升船机塔柱结构的风致响应,求得升船机塔柱结构风载体型系数,推导了升船机塔柱结构顺风向风振系数表达式,并与规范值进行了对比。数值模拟结果表明:高耸升船机塔柱结构顺风向最大位移出现在其迎风面顶部附近;数值风洞模型计算得到的升船机塔柱结构风载体型系数大于规范值;对于顺风向风振系数而言,在结构高度90 m以上区域规范值都偏小。

升船机；塔柱结构;数值风洞;风致响应;风载体型系数;风振系数

随着我国高水头水利枢纽的建设和内河水运的发展,超大升程垂直升船机越来越受到人们的关注[1-6],升船机的设计和研究工作也越来越重要,而目前的塔柱结构设计和施工技术还远不能满足相关建设的需要。超大升程垂直升船机塔柱结构属于高耸薄壁结构,对于高耸薄壁结构,风荷载是重要荷载之一。

由于尚无专门针对水工建筑物高耸结构的设计规范,目前塔柱的抗风设计主要参考GB5009—2012《建筑结构荷载规范》和GB50135—2006《高耸结构设计规范》,即依据经验确定风压体型系数、风压高度变化系数、风振系数等,进而确定作用于塔柱结构的风荷载。西南交通大学[7]对三峡升船机塔柱结构进行了风洞试验,结果表明由风洞试验得到的风载体型系数比GB5009—2012《建筑结构荷载规范》中给出的高层建筑物风载体型系数小得多,前者只有后者的50%左右,这为三峡升船机塔柱结构抗风分析提供了一定的依据;但风洞试验模型的建立非常困难,不仅费用比较高,制作时间较长,而且还面临一些相似准则不能得到满足等问题。钮新强院士[8]借用GB5009—2012《建筑结构荷载规范》中“封闭式对立两个带雨蓬的双坡屋面”的结构形式来确定三峡升船机塔柱结构表面的风载体型系数,然后依照该规范中风荷载的计算方法对其进行了抗风分析;黄光明等[9]采用同样的方法对景洪水力浮动式升船机塔柱进行了抗风分析,但该做法实际上没有考虑升船机塔柱结构这一“工况复杂”的高耸结构对风荷载特性的影响。由于垂直升船机塔柱是一种特殊的高耸结构,在设计风速和设计风压的确定过程中,不但需要考虑横风向和顺风向作用,而且存在中间船厢通道和顶部机房之间气流的相互干扰,四周受到大坝坝体及上下闸室甚至坝址区局部山谷地形对气流的影响等问题;更重要的是复杂流场与高耸结构之间可能产生涡流并激发涡激振动,尤其是极端风荷载情况下的风动力响应,是一个典型的流固耦合风致振动问题,学科交叉性强的特点使得此问题的研究不够完善。

近年来,随着计算机软硬件技术的发展,数值风洞技术正逐渐成为结构抗风分析的一种重要手段。数值风洞技术是研究结构周围风环境的一种数值模拟技术,发展于20世纪80年代,研究者基于空气动力学原理,利用计算流体动力学的相关技术,采用数值方法来模拟建筑物附近的流场分布规律,从而形成一门新兴的与许多学科相关的交叉学科——计算风工程(computational wind engineering,CWE)[10]。和风洞试验不同,采用数值风洞技术建立的计算模型可以与实际工程保持一致,从而避免了风洞试验因缩尺所带来的误差,同时具有周期短和费用低的优点[11-12]。

针对目前高耸升船机塔柱结构抗风分析存在的问题,本文采用数值风洞模拟技术,基于ADINA有限元分析软件,提出一种高耸升船机塔柱结构抗风分析方法,并结合某工程实例,研究结构在顺风向平均风作用下的风致响应,求解升船机塔柱结构风载体型系数,并推求升船机塔柱结构顺风向风振系数表达式。

1 数值风洞模拟方法

1.1 数值风洞大小的选取

数值风洞大小的选取直接关系到计算精度和计算耗时,数值风洞过小,会影响建筑物表面风压的精度,过大则会增加网格的数量,计算耗时会相应增加。因此,应选取合适大小的数值风洞,在保证计算精度的前提下缩短计算时间。

经过多次试算,升船机塔柱结构数值风洞尺寸如下:塔柱结构迎风面前方为4H(H为升船机塔柱结构的高度),背风面后方为8H,左侧为4H,右侧为4H,上方为4H。这样的区域选择既能使流态得到充分的发展,同时又不增加网格的数量。

1.2 计算域网格的离散

计算域网格的优劣会在很大程度上影响数值风洞的模拟结果,网格的尺寸应当精细到足够捕捉诸如剪切层、涡流等物理现象的特征变化,因此,在塔柱结构附近区域,网格要足够密,网格的拉伸率要小于1.2,这样就能精确地求解壁面边界层内的压力。另外,六面体形状的网格优于四面体形状的网格,并且显示出良好的收敛性。

1.3 边界条件

风场模型入口处给定速度来流边界条件,通常采用指数率的平均风剖面来模拟等效的大气边界层,具体为

(1)

风场模型出口不施加边界条件,保证自由出流;风场模型顶壁与侧壁面的边界采用滑移边界,壁面上法向速度为零;风场模型底部采用无滑移壁面,在壁面上所有速度为零;固体结构模型底部采用固定约束,所有方向位移为零。

风场模型和固体结构模型交界处采用流固耦合边界条件,具体为

(2)

1.4 湍流模型的选取

采用标准k-ε模型来求解不可压缩黏性流体N-S方程,其湍动能k和湍动能耗散率ε的控制方程为

(3)

(4)

式中:ui、uj分别为xi(i=1,2,3)和xj(j=1,2,3)方向上的速度分量;ν为运动黏度;σk、σε、C1ε、C2ε、Cμ均为经验常数,其中σk=1.0,σε=1.3,C1ε=1.44,C2ε=1.92,Cμ=0.09。

2 算例验证

针对文献[13]中所研究的实例,建立6m×6m×6m立方体数值风洞模型,如图1所示,其迎风面前方约为24m,塔柱背风面后方约为48m,左侧约为24m,右侧约为24m,上方约为24m,离散网格为六面体网格,其中流体单元总数为142 944,固体单元网格总数为27 000,最大网格尺寸为1.67m,最小网格尺寸为0.2m;边界条件按照1.3节设置,基本风压取0.4kPa,对应的10m高度处平均风速约为25m/s,地面粗糙度指数取0.16(B类地面),风向角为90°(垂直入射),湍流模型采用标准k-ε模型,立方体材料采用混凝土材料,其弹性模量为25GPa,密度为2 500kg/m3,泊松比为0.167。基于ADINA有限元分析软件进行数值风洞计算。图2给出了流场速度矢量云图,可以看出立方体后方出现了明显的漩涡回流,与实际情况相符。

图1 6 m×6 m×6 m立方体数值模型

图2 立方体流场速度矢量云图(单位: m/s)

为与风洞试验和现场实测的结果作对比,重点分析立方体沿流向中心线上的平均风压系数。风压系数的计算公式为

(5)

图3 立方体沿流向中心线上平均风压系数

3 工程实例模拟

某升船机塔柱结构高150m,从升船机塔柱结构上游到下游总长为76.6m,沿坝轴线方向宽度为40m,升船机塔柱结构两侧边墙厚度11.6m,中间空腔为船厢的运行空间,宽度为16.8m,升船机塔柱结构底板厚度为6.5m。为便于分析,本文仅考虑风对结构的影响。

3.1 升船机塔柱结构数值风洞模型

建立150m高升船机塔柱结构数值风洞模型如图4所示,迎风面前方约为600m,塔柱背风面后方约为1 200m,左侧约为600m,右侧约为600m,上方约为600m;离散网格为六面体网格,其中流体单元总数为911 280,固体单元网格总数为15 360,最大网格尺寸为78.56m,最小网格尺寸为1.92m;入口施加梯度风速,基本风压取0.4kPa,对应的10m高度处平均风速约为25m/s,地面粗糙度指数取0.16(B类地面),风向角为90°(垂直入射),出口处为自由出流,计算域顶壁与侧壁面的边界采用滑移边界,地面采用无滑移固壁边界,建筑物表面采用流固耦合边界,湍流模型采用标准k-ε模型,升船机塔柱结构为混凝土材料,其弹性模量为25GPa,密度为2 500kg/m3,泊松比为0.167。

图4 升船机塔柱结构数值模型

图5和图6给出了升船机塔柱结构沿流向中心线截面流场的压力云图和升船机塔柱结构流场速度矢量云图。从图6可以看出,环绕、分离、再附等钝体绕流现象均能得到反映,在结构的尖角和背面出现气流分离及强烈的漩涡。

图5 升船机塔柱结构沿流向中心线截面流场压力云图(单位:Pa)

图6 升船机塔柱结构流场速度矢量云图(单位:m/s)

图7为升船机塔柱结构风致响应云图。可以看出,对于升船机塔柱结构而言,其顺风向最大位移为1.87cm,出现在迎风面顶部附近;最大第一主应力约为0.48MPa,出现在迎风面底部附近;最大第三主应力约为0.52MPa,出现在与迎风面相对应的内立面底部附近。

图7 升船机塔柱结构风致响应云图

3.3 升船机塔柱结构风载体型系数

实际工程中,一般采用结构表面上的平均风压系数来描述风荷载,GB5009—2012《建筑结构荷载规范》称其为风载体型系数,用μs表示。风载体型系数用结构表面上第i点的平均风压系数CPi与该点所属表面积Ai的乘积取加权平均得到:

(6)

式中A为所计算表面的总面积。

图8给出了升船机塔柱结构迎风面平均风压系数分布云图,可以看出,在高度方向,结构迎风面的风压系数沿高度变化呈现中间大、两侧小的趋势,这是由于风速随高度呈指数律增长,在结构下部风速相对较小,故风压系数较小。而在建筑物的上部,虽然风速较大,但由于流体向顶部绕流,风压系数有所减小。迎风面两侧的风压系数比中间小也是因为流体向两侧绕流的原因。

图8 升船机塔柱结构迎风面平均风压系数云图

图9 升船机塔柱结构迎风面中心线上平均风压系数

由图9可以看出,对于升船机塔柱这种特殊的高耸结构,由于船厢通道等附属结构的存在,不能简单套用GB5009—2012《建筑结构荷载规范》中“封闭式对立两个带雨篷的双坡屋面”的内立面风载体型系数来代替升船机塔柱结构内立面的风载体型系数;同时,对于高耸结构而言,考虑结构与风场的相互作用也是十分有必要的,这点在GB5009—2012《建筑结构荷载规范》中也没有体现。因此,对于升船机塔柱结构,应通过数值风洞模拟技术来确定其风载体型系数。数值风洞模拟结果显示,升船机塔柱结构迎风面风载体型系数为1.44,两个内立面风载体型系数均为-1.18,背风面风载体型系数为-1.03,左右两侧边界风载体型系数均为-1.2。可以得出升船机塔柱结构总的风载体型系数μs=1.44-(-1.18)-(-1.18)-(-1.03)=2.47,大于按规范计算得到的1.54。

深度卷积网络在图像识别领域中的成功应用使得直接从复杂的胸部CT图像中直接检测出肺结节有方可循。Sardar Hamidian等提出了一种直接从胸部CT图像中检测肺结节的三维方法[7]，该方法分为包含初选卷积网络和筛选卷积网络两个部分，其中初选卷积网络由3个卷积层、2个最大化池化层以及2个全连接层组成（如表1如示），原始的胸部CT图像经过初选网络处理后得到初步的结节候选图像，并对每个疑似结节进行评分，如图2b如示，按评分高低将其颜色按从绿到红标记，颜色越红表示其实际为结节的可能性越高。筛选网络的结构与初选网络相同，它经过训练以后用来去除上一步产生的假阳性结节。

3.4 升船机塔柱结构顺风向风振系数

GB5009—2012《建筑结构荷载规范》定义顺风向风振系数为静动力风荷载P与静力风荷载Pc的比值,用β表示,其中静动力风荷载由静力风荷载Pc和动力风荷载Pd两部分组成,则顺风向风振系数的表达式为

(7)

针对150m高升船机塔柱结构,根据数值风洞模型计算结果,经过严格的公式推导,编制相应的计算程序,得到150m高升船机塔柱结构顺风向风振系数表达式为

(8)

图10给出了升船机塔柱结构顺风向风振系数本文计算结果与规范值的对比情况,其中规范值是根据GB5009—2012《建筑结构荷载规范》查表计算得到。可以看出,在结构高度90m以上区域规范值都偏小。

图10 升船机塔柱结构顺风向风振系数随高度变化曲线

4 结 语

本文提出了一种高耸升船机塔柱结构抗风分析方法,模拟了150 m高升船机塔柱结构的风致响应。在B类地面以及基本风压为0.4 kPa的情况下,150 m高升船机塔柱结构顺风向最大位移为1.87 cm,出现在迎风面顶部附近;最大第一主应力和最大第三主应力分别为0.48 MPa和0.52 MPa,分别出现在迎风面底部附近和相应的内立面底部附近。另外,对比升船机塔柱结构迎风面中心线上平均风压系数发现,除顶部小部分区域外,规范值都是偏小的,数值风洞模型计算得到的升船机塔柱结构风载体型系数为2.47,大于按规范计算得到的1.54。经严格公式推导得到了150 m高升船机塔柱结构顺风向风振系数表达式,与规范值对比发现,在结构高度90 m以上区域规范值都偏小。

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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

国家自然科学基金(51279050);中央高校基本科研业务费专项(2014B36714)

郭博文(1988—),男,博士研究生,主要从事水工结构流固耦合研究。E-mail:guobowen21@126.com

赵兰浩(1980—),男,教授,博士,主要从事水工结构抗震与流固耦合研究。E-mail:zhaolanhao@hhu.edu.cn

U642.1

A

1006-7647(2016)06-0080-06

2015-09-17 编辑：熊水斌)