超大型冷卻塔施工全過(guò)程風(fēng)致穩(wěn)定性能演化規(guī)律研究

柯世堂, 朱 鵬

(1.南京航空航天大學(xué) 土木工程系，南京 210016；2.江蘇省郵電規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限責(zé)任公司 鐵塔院，南京 210019

自1965年英國(guó)Ferry bridge電廠冷卻塔風(fēng)毀[1]事件之后，國(guó)際風(fēng)工程界針對(duì)群塔和周邊構(gòu)筑物對(duì)塔筒表面風(fēng)壓分布[2-3]、風(fēng)荷載作用下塔筒屈曲穩(wěn)定性和極限承載力[4-5]、考慮塔筒缺陷和土-結(jié)相互作用效應(yīng)的大型冷卻塔有限元響應(yīng)分析[6-7]和脈動(dòng)風(fēng)壓引起的塔筒隨機(jī)動(dòng)力響應(yīng)[8]等方面進(jìn)行了系統(tǒng)研究。此外，現(xiàn)有可查其它三例冷卻塔倒塌事故(1973年英國(guó)Ardeer尼龍電廠、1979年法國(guó)Bouchain電廠和1984年英國(guó)Fiddlers Ferry電廠)的主要原因[9]之一均被認(rèn)定為施工期造成的風(fēng)致局部損傷及其后續(xù)發(fā)展，這與塔筒在施工期的風(fēng)荷載取值及混凝土材料性能和裂縫演化關(guān)系密切。隨著我國(guó)新建的火/核電廠超大型冷卻塔高度遠(yuǎn)超規(guī)范限值、突破世界記錄，表面三維動(dòng)態(tài)風(fēng)荷載效應(yīng)更加顯著[10-11]，主體結(jié)構(gòu)施工周期更長(zhǎng)且難度更大[12]，尤其是在2016年末發(fā)生的江西豐城電廠“11·24”特別重大事故[13]，事故調(diào)查專家組初步分析認(rèn)為施工期混凝土強(qiáng)度未達(dá)標(biāo)是造成冷卻塔施工平臺(tái)坍塌的原因之一。因此，系統(tǒng)探討超大型冷卻塔施工期風(fēng)致穩(wěn)定性能演化規(guī)律及多種參數(shù)影響具有重要的理論和工程意義。

已有文獻(xiàn)關(guān)于大型冷卻塔施工期風(fēng)致穩(wěn)定性能研究較少，文獻(xiàn)[14]基于ANSYS二次開(kāi)發(fā)加載規(guī)范與風(fēng)洞試驗(yàn)風(fēng)荷載進(jìn)行了施工全過(guò)程冷卻塔屈曲失穩(wěn)極限承載能力分析；文獻(xiàn)[15]采用自行編制的前、后處理程序驗(yàn)算了排煙冷卻塔的局部、整體和極限承載能力，探討了臨界風(fēng)速隨施工高度的變化趨勢(shì)。鑒于此，以國(guó)內(nèi)在建210 m高超大型冷卻塔為工程背景，建立施工期高精度三維實(shí)體模型，采用LES方法獲得了冷卻塔施工全過(guò)程三維氣動(dòng)力時(shí)程，結(jié)合有限元方法計(jì)算獲得了施工全過(guò)程塔筒風(fēng)振系數(shù)差異化取值。在此基礎(chǔ)上，系統(tǒng)探討了混凝土齡期、施工荷載、幾何非線性、內(nèi)吸力等多種因素對(duì)于超大型冷卻塔施工期屈曲穩(wěn)定和極限承載能力的影響。

1 算例說(shuō)明

1.1 工程簡(jiǎn)介

該超大型雙曲線自然通風(fēng)冷卻塔塔高為210.0 m，喉部標(biāo)高157.5 m，進(jìn)風(fēng)口標(biāo)高32.5 m，塔頂中面直徑115.8 m，喉部中面直徑110.0 m，零米直徑為180.0 m。塔筒采用52對(duì)X型支柱支撐并與環(huán)板基礎(chǔ)連接，X型支柱采用矩形截面，截面尺寸為1.2m×1.8 m，環(huán)板基礎(chǔ)為現(xiàn)澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，寬為12.0 m，高為2.5 m。表1給出了冷卻塔主要構(gòu)件參數(shù)。

1.2 施工期模件劃分

為精細(xì)化分析施工全過(guò)程風(fēng)致穩(wěn)定性能演化規(guī)律，綜合工程進(jìn)度與計(jì)算精度，設(shè)置了八個(gè)施工期冷卻塔模型，如表2所示。

表1 冷卻塔主要構(gòu)件參數(shù)Tab.1 Main construction parameters of cooling tower

表2 超大型冷卻塔施工期典型工況參數(shù)列表Tab.2 List of typical working conditions in the construction period of super large cooling tower

2 風(fēng)荷載數(shù)值模擬

2.1 參數(shù)設(shè)置與網(wǎng)格劃分

為保證數(shù)值計(jì)算中超大型冷卻塔結(jié)構(gòu)雷諾數(shù)與實(shí)際工程中相似，按照足尺建立超大型冷卻塔實(shí)體模型。設(shè)置流體計(jì)算域尺寸為X×Y×Z=6 000 m×4 000 m×1 000 m(Y為順風(fēng)向，X為橫風(fēng)向，Z為高度方向)，模型阻塞率小于1%。為了更好地兼顧計(jì)算效率與精度，將計(jì)算域劃分為局部加密區(qū)域以及外圍區(qū)域。在冷卻塔結(jié)構(gòu)附近的內(nèi)部區(qū)域選用具有良好適應(yīng)性的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格單元，在遠(yuǎn)離冷卻塔模型的外圍空間，選用具有規(guī)則拓?fù)涞慕Y(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行離散，從而顯著減小了計(jì)算模型的網(wǎng)格總數(shù)提高了計(jì)算效率。核心區(qū)最小網(wǎng)格尺寸為0.2 m，成塔結(jié)構(gòu)總網(wǎng)格數(shù)量約1 280萬(wàn)。

通過(guò)UDF文件定義邊界條件，按照B類地貌設(shè)置大氣邊界層指數(shù)風(fēng)剖面和湍流度剖面，地面粗糙度指數(shù)為0.15，10 m參考高度處的基本風(fēng)速為23.7 m/s。入口邊界條件為速度入口(Velocity inlet)，出口采用壓力出口邊界條件(Pressure-Outlet)，計(jì)算域頂部和側(cè)面采用等效于自由滑移壁面的對(duì)稱邊界條件(Symmetry)，地面以及建筑物表面采用無(wú)滑移壁面邊界條件(Wall)，其中壁面y+值為57.3，可保證底層網(wǎng)格對(duì)數(shù)分布律成立?？諝怙L(fēng)場(chǎng)選用不可壓縮流場(chǎng)，亞格子模型采用Dynamic Smagorinsky-Lilly模型；同時(shí)采用SIMPLEC方法進(jìn)行離散方程組的求解，該方法收斂性好且適合時(shí)間步長(zhǎng)較小的大渦模擬計(jì)算。LES計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)取為0.05 s。受限于篇幅，本文僅給出成塔數(shù)值模擬中計(jì)算域及網(wǎng)格劃分示意圖，如圖1所示。

圖1 超大型冷卻塔數(shù)值模擬計(jì)算域及網(wǎng)格劃分示意圖Fig.1 Schematic diagram of numerical simulation calculation domain and grid division of super large cooling tower

2.2 模擬結(jié)果及分析

考慮到冷卻塔規(guī)范[16-17]僅給出了成塔平均與脈動(dòng)風(fēng)壓分布曲線，本文僅針對(duì)成塔的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行有效性驗(yàn)證，另外七個(gè)工況均采用相同的數(shù)值計(jì)算參數(shù)設(shè)置獲取結(jié)構(gòu)表面脈動(dòng)風(fēng)壓時(shí)程。

圖2(a)給出了成塔典型斷面平均和脈動(dòng)風(fēng)壓與國(guó)內(nèi)外實(shí)測(cè)及風(fēng)洞試驗(yàn)分布曲線對(duì)比示意圖，對(duì)比發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬與規(guī)范的平均風(fēng)壓分布曲線吻合較好，在迎風(fēng)面、負(fù)壓極值區(qū)以及背風(fēng)面分離點(diǎn)處壓力系數(shù)數(shù)值均與規(guī)范曲線一致，驗(yàn)證了基于大渦模擬獲得平均風(fēng)壓的有效性。圖2(b)中大渦模擬得到的脈動(dòng)風(fēng)壓分布曲線與國(guó)內(nèi)實(shí)測(cè)和風(fēng)洞試驗(yàn)曲線分布趨勢(shì)較為接近，數(shù)值介于國(guó)外和國(guó)內(nèi)實(shí)測(cè)結(jié)果之間，考慮到脈動(dòng)風(fēng)壓分布與實(shí)測(cè)塔所處的地形、來(lái)流湍流和周邊干擾密切相關(guān)，且本文大渦模擬獲得的脈動(dòng)風(fēng)壓分布趨勢(shì)和數(shù)值均接近并在已有的實(shí)測(cè)結(jié)果分布范圍內(nèi)，因此認(rèn)為本文基于大渦模擬得到的脈動(dòng)風(fēng)壓具有一定的有效性，可用于后續(xù)的結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)及穩(wěn)定性能分析。

3 動(dòng)力特性與風(fēng)振系數(shù)差異化分析

3.1 有限元建模與動(dòng)力特性分析

超大型冷卻塔塔筒采用Shell63單元，支柱與環(huán)基采用Beam188單元模擬。采用分塊Lanczos方法對(duì)八個(gè)典型施工工況的冷卻塔有限元模型進(jìn)行動(dòng)力特性分析，表3給出了各工況冷卻塔基階頻率與振型分布列表。對(duì)比發(fā)現(xiàn)不同施工狀態(tài)對(duì)冷卻塔頻率分布影響較大，但是對(duì)模態(tài)振型改變較小。

圖2 數(shù)值計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)及風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果對(duì)比示意圖Fig.2 Comparison of numerical simulation results with field measurements and wind tunnel test

表3 超大型冷卻塔各典型施工工況基階模態(tài)列表Tab.3 The list of the basic mode of the typical working conditions during the whole construction period on the super large cooling tower

3.2 風(fēng)振系數(shù)差異化分析

在獲得冷卻塔施工期八個(gè)典型施工工況的脈動(dòng)風(fēng)壓時(shí)程的基礎(chǔ)上，進(jìn)行各施工期模型風(fēng)振響應(yīng)計(jì)算，基于提取的結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí)程，計(jì)算獲得各響應(yīng)風(fēng)振系數(shù)。需要說(shuō)明的是，由于冷卻塔的殼體內(nèi)力進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，子午向薄膜力起主要控制作用，所以本文采用了0°子午向軸力對(duì)應(yīng)的風(fēng)振系數(shù)作為冷卻塔風(fēng)振系數(shù)數(shù)值，這亦與規(guī)范[16-17]中風(fēng)振系數(shù)取值方法吻合。

圖3給出了冷卻塔施工期八個(gè)典型施工工況以迎風(fēng)面子午向軸力為目標(biāo)時(shí)各層風(fēng)振系數(shù)分布示意圖。同時(shí)，給出各工況冷卻塔對(duì)應(yīng)的風(fēng)振系數(shù)取值建議，如表4所示。對(duì)比可知隨著塔筒施工高度增長(zhǎng)結(jié)構(gòu)風(fēng)振系數(shù)不斷降低，成塔風(fēng)振系數(shù)僅為1.74。

圖3 超大型冷卻塔八個(gè)典型施工工況各模板層風(fēng)振系數(shù)分布示意圖Fig.3 The wind-induced vibration coefficient of each template layer during the whole construction period of super-large cooling tower

表4 超大型冷卻塔施工期風(fēng)振系數(shù)取值建議Tab.4 The proposal value of wind vibration coefficient during the whole construction period of super large cooling tower

4 施工期屈曲穩(wěn)定性分析

4.1 混凝土齡期與施工荷載影響分析

下面分別進(jìn)行兩種風(fēng)荷載(規(guī)范與實(shí)際風(fēng)振系數(shù))下冷卻塔施工期兩種結(jié)構(gòu)參數(shù)(考慮或不考慮混凝土齡期及施工荷載)的精細(xì)化屈曲穩(wěn)定性能分析?？紤]混凝土齡期時(shí)，根據(jù)不同齡期混凝土的彈性模量按照如下標(biāo)準(zhǔn)選?。?/p>

(1)

不同工況施工荷載取值標(biāo)準(zhǔn)如下：①模板、走道板、腳手架、吊籃、欄桿、三角支架及支撐系統(tǒng)對(duì)其下的殼體沿環(huán)向形成的均布荷載約3.6 kN/m；②新澆筑的混凝土對(duì)其下殼體沿環(huán)向形成的均布荷載為：(25×模板高度(1.277 m)×該節(jié)模板的平均厚度(m))kN/m；③翻模板時(shí)施工人員對(duì)其下的殼體沿環(huán)向形成的均布荷載約0.75 kN/m；④鋼筋堆放于走道板上產(chǎn)生集中荷載，鋼筋產(chǎn)生的最大集中荷載為18 kN；⑤施工用的電焊機(jī)及配電盤荷載為集中荷載，作用于走道板上，總重約3.6 kN。

圖4給出了超大型冷卻塔在規(guī)范風(fēng)振系數(shù)與實(shí)際風(fēng)振系數(shù)風(fēng)壓下是否考慮混凝土齡期和施工荷載時(shí)屈曲模態(tài)、屈曲系數(shù)及屈曲位移隨施工高度變化曲線對(duì)比示意圖。

對(duì)比分析圖4得到：隨著施工高度的增加，屈曲系數(shù)呈現(xiàn)出遞減的趨勢(shì)，且減小趨勢(shì)逐漸變緩；屈曲位移變化較為離散，并未呈現(xiàn)出明顯的趨勢(shì)性特征；風(fēng)振系數(shù)改變以及是否考慮混凝土齡期與施工荷載對(duì)于超大型冷卻塔八個(gè)典型施工工況的屈曲模態(tài)影響甚微。考慮混凝土齡期與施工荷載減小了施工期的屈曲系數(shù)，即降低了抗風(fēng)穩(wěn)定性；加載規(guī)范風(fēng)振系數(shù)風(fēng)壓或?qū)嶋H風(fēng)振系數(shù)風(fēng)壓對(duì)于塔筒屈曲穩(wěn)定性能的影響明顯小于是否考慮混凝土齡期與施工荷載工況的影響。

圖4 不同施工參數(shù)及風(fēng)振系數(shù)下超大型冷卻塔施工期屈曲系數(shù)及位移變化示意圖Fig.5 The buckling coefficient and displacement variation of super large cooling tower under different construction parameters and wind vibration coefficient

4.2 幾何非線性分析

圖5給出了實(shí)際風(fēng)振系數(shù)下施工期線性與非線性分析的結(jié)構(gòu)最大位移變化曲線。對(duì)比圖5可以發(fā)現(xiàn)隨著施工高度的增長(zhǎng)，冷卻塔最大位移不斷增大，但增幅逐漸變緩，由于剛性環(huán)的約束導(dǎo)致工況八的最大位移小于工況七?？紤]線性與非線性時(shí)冷卻塔施工期不同工況的最大位移響應(yīng)變化趨勢(shì)一致，數(shù)值差異較小，這是因?yàn)樵诔B(tài)風(fēng)作用下冷卻塔仍處于線彈性狀態(tài)，是否考慮幾何非線性對(duì)結(jié)構(gòu)的風(fēng)致位移響應(yīng)影響較小。

為進(jìn)一步反應(yīng)冷卻塔結(jié)構(gòu)幾何非線性分析時(shí)風(fēng)致響應(yīng)隨風(fēng)壓的變化情況，根據(jù)已有各工況對(duì)應(yīng)屈曲系數(shù)，計(jì)算其屈曲風(fēng)速并加載，得到考慮幾何非線性的冷卻塔施工期最大位移變化示意圖，如圖6所示。由圖可知冷卻塔施工期各工況在屈曲風(fēng)速下進(jìn)行線性與幾何非線性分析風(fēng)致最大位移的分布規(guī)律顯著改變，進(jìn)行幾何非線性分析部分工況風(fēng)致最大位移小于線性分析時(shí)的數(shù)值。

4.3 內(nèi)吸力影響分析

為研究?jī)?nèi)吸力對(duì)于施工過(guò)程冷卻塔穩(wěn)定性能的影響，圖7與圖8分別給出了不同工況下有無(wú)內(nèi)吸力對(duì)冷卻塔施工期屈曲系數(shù)及屈曲位移的對(duì)比列表，內(nèi)吸力的取值均按照規(guī)范[17]中給出的內(nèi)吸力系數(shù)Cpi=-0.5。圖中增幅為(無(wú)內(nèi)吸力-有內(nèi)吸力)/有內(nèi)吸力計(jì)算得到的差值的百分比。

圖5 實(shí)際風(fēng)振系數(shù)下超大型冷卻塔施工期線性與非線性分析Fig.5 Linear and nonlinear analysis during the whole construction period of super large cooling tower under the actual wind vibration coefficient

圖6 屈曲風(fēng)速下超大型冷卻塔施工期線性與非線性分析Fig.6 Linear and nonlinear analysis during the whole construction period of super large cooling tower under the buckled wind speed

圖7 不考慮混凝土齡期與施工荷載變化屈曲系數(shù)及屈曲位移對(duì)比示意圖Fig.7 Comparison of buckling coefficient and buckling displacement under the conditions which regardless of the age of concrete and construction load

圖8 考慮混凝土齡期與施工荷載變化屈曲系數(shù)及屈曲位移對(duì)比示意圖Fig.8 Comparison of buckling coefficient and buckling displacement under the conditions which taking into account the age of concrete and construction load

對(duì)比發(fā)現(xiàn)無(wú)內(nèi)吸力作用顯著增大了冷卻塔施工期的屈曲系數(shù)，但對(duì)于屈曲位移影響差值較小。不考慮混凝土齡期與施工荷載變化工況下無(wú)內(nèi)吸力作用對(duì)于屈曲系數(shù)最大增幅達(dá)到了16.2%，屈曲位移最大差值達(dá)到了1.2%；考慮混凝土齡期與施工荷載變化工況下無(wú)內(nèi)吸力作用對(duì)于屈曲系數(shù)最大增幅達(dá)到了16.6%，屈曲位移最大差值達(dá)到了-0.8%。

圖9與圖10分別給出了基本設(shè)計(jì)風(fēng)速與各工況對(duì)應(yīng)屈曲風(fēng)速下線性與幾何非線性分析風(fēng)致最大位移對(duì)比示意圖。對(duì)比發(fā)現(xiàn)當(dāng)加載風(fēng)荷載為基本設(shè)計(jì)風(fēng)速時(shí)，有無(wú)內(nèi)吸力作用對(duì)于各工況風(fēng)致最大位移增幅影響較小且有正有負(fù)，但當(dāng)加載風(fēng)荷載為屈曲風(fēng)速時(shí)，有無(wú)內(nèi)吸力作用對(duì)于各工況風(fēng)致最大位移增幅顯著。

圖9 基本設(shè)計(jì)風(fēng)速下各工況線性與幾何非線性最大位移對(duì)比示意圖Fig.9 The diagram of linear and geometric nonlinear analysis of the maximum displacement on the super large cooling tower during the whole construction period under the basic design wind speed

圖10 屈曲風(fēng)速下各工況線性與幾何非線性最大位移對(duì)比示意圖Fig.10 The diagram of linear and geometric nonlinear analysis of the maximum displacement on the super large cooling tower during the whole construction period under the buckled wind speed

圖11 超大型冷卻塔各典型施工階段位移及斜率隨風(fēng)速變化示意圖Fig.11 The changing of slope displacement and gradient with the wind speed on the super large cooling tower during the whole construction period

4.4 極限承載力分析

分別考慮風(fēng)振系數(shù)、混凝土齡期與施工荷載、幾何非線性及內(nèi)吸力等因素，圖11給出了多種計(jì)算工況下冷卻塔施工全過(guò)程塔筒最大位移隨風(fēng)速的變化曲線。分析時(shí)以10 m高度處23.7 m/s的初始風(fēng)速作為基礎(chǔ)進(jìn)行逐級(jí)加載，加載風(fēng)速步長(zhǎng)為1 m/s～20 m/s，當(dāng)風(fēng)速增大至混凝土受拉破壞(C40ftk≥1.71 MPa)時(shí)，局部區(qū)域混凝土開(kāi)裂，鋼筋受拉，隨著風(fēng)速進(jìn)一步增大，塔筒受壓區(qū)接近極限受力狀態(tài)(C40fck≥19.1 MPa)，冷卻塔風(fēng)致響應(yīng)顯著增大，可由最大形變位移隨風(fēng)速變化斜率確定極限承載狀態(tài)。

對(duì)比圖11可知，施工高度增長(zhǎng)顯著減小了冷卻塔的極限承載能力，失穩(wěn)臨界風(fēng)速由350(±20)m/s降至100(±20)m/s且減小趨勢(shì)變緩，各工況失穩(wěn)狀態(tài)最大位移并未呈現(xiàn)出顯著的趨勢(shì)性特征。

考慮幾何非線性與無(wú)內(nèi)吸力工況提升了冷卻塔施工期各施工工況的極限承載能力；考慮施工過(guò)程中混凝土齡期與施工荷載的變化降低了冷卻塔各施工工況的極限承載能力；冷卻塔的極限承載能力對(duì)風(fēng)振系數(shù)較為敏感，施工高度較低時(shí)實(shí)際風(fēng)振系數(shù)對(duì)于結(jié)構(gòu)的極限承載能力降低明顯，隨著施工高度不斷增長(zhǎng)的同時(shí)實(shí)際風(fēng)振系數(shù)逐漸減小至小于規(guī)范風(fēng)振系數(shù)，導(dǎo)致了實(shí)際風(fēng)振系數(shù)工況下成塔結(jié)構(gòu)極限承載力有所提升。

5 結(jié) 論

本文系統(tǒng)研究了超大型冷卻塔施工全過(guò)程風(fēng)致穩(wěn)定性能的演化規(guī)律及參數(shù)分析，主要內(nèi)容涉及大渦模擬、動(dòng)力特性、風(fēng)振系數(shù)、內(nèi)吸力、施工載荷、混凝土齡期、屈曲失穩(wěn)、極限承載能力與幾何非線性等。得到主要結(jié)論如下：

(1)超大型冷卻塔成塔結(jié)構(gòu)基頻僅為0.57 Hz，不同施工進(jìn)度對(duì)冷卻塔頻率分布影響較大，隨著施工高度增加結(jié)構(gòu)基頻變大，但對(duì)模態(tài)振型影響較??；

(2)以迎風(fēng)面子午向軸力為目標(biāo)給出了冷卻塔施工期風(fēng)振系數(shù)取值，隨著施工高度增長(zhǎng)塔筒風(fēng)振系數(shù)不斷降低，工況一模型風(fēng)振系數(shù)為2.47，成塔風(fēng)振系數(shù)為1.74；

(3)隨著施工高度的增加，冷卻塔屈曲系數(shù)呈現(xiàn)出遞減的趨勢(shì)，且減小趨勢(shì)逐漸變緩?？紤]混凝土齡期與施工荷載減小了塔筒施工期的屈曲系數(shù)，降低了冷卻塔結(jié)構(gòu)整體抗風(fēng)穩(wěn)定性，但是對(duì)于屈曲風(fēng)速下的最大位移影響較??；

(4)在基本設(shè)計(jì)風(fēng)速下進(jìn)行超大型冷卻塔施工期線性與非線性分析時(shí)結(jié)構(gòu)最大位移響應(yīng)變化趨勢(shì)基本一致且數(shù)值差異較小，但是屈曲風(fēng)速時(shí)部分工況進(jìn)行非線性分析的風(fēng)致最大位移小于線性分析時(shí)的數(shù)值；

(5)無(wú)內(nèi)吸力作用顯著增大了冷卻塔施工期的屈曲系數(shù)，屈曲系數(shù)最大增幅達(dá)到了16.6%，但對(duì)于屈曲位移影響差值較小，屈曲位移最大差值為1.2%；

(6)施工高度的增長(zhǎng)顯著減小了冷卻塔的極限承載能力，失穩(wěn)臨界風(fēng)速由350(±20)m/s降低至100(±20)m/s，且減小趨勢(shì)逐漸變緩，各工況失穩(wěn)狀態(tài)最大位移并未呈現(xiàn)出顯著的趨勢(shì)性特征。

綜上所述，此類超大型冷卻塔施工期穩(wěn)定性驗(yàn)算需要考慮風(fēng)振系數(shù)的差異化取值、混凝土齡期與施工載荷及內(nèi)吸力效應(yīng)，可以忽略幾何非線性的影響。

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