間接空冷塔加肋設計

叢培江，聶冠松，李敬生，宋良華

(東北電力設計院，長春市，130021)

0 引言

間接空冷塔(以下簡稱間冷塔)由于具有節水的特點，運行費用比直接空冷塔低，近年來在缺水地區的電廠已得到廣泛應用。但是與同等容量機組的濕冷塔相比，間冷塔塔體規模、設計難度和風險較大。風荷載是間冷塔承受的主要荷載，在塔筒外表面加肋，可以大大降低由風壓引起的塔筒、支柱及環基內力。為保證間冷塔結構的安全性，需要對間冷塔塔筒加肋技術進行專門研究，為間冷塔的結構設計提供理論依據。郭維勝在《通風筒的加肋技術》［1］中，對國內外的塔筒加肋現狀進行了詳細的調查研究，指出自然通風冷卻塔的加肋技術在國際上已經普遍應用，加肋技術成熟、可靠，施工難度不大，可以在國內大力推行。蔡曉明［2］、崔虹等［3］從施工的角度，對自然通風冷卻塔的加肋技術進行了詳細闡述。國內已經建成的加肋間冷塔較少，山西陽城電廠二期工程的間冷塔采用的是加肋技術，目前該塔運行良好。

本文運用ANSYS軟件對間冷塔結構進行整體有限元分析，并根據Q/DG1-S012—2011《超大型冷卻塔設計導則》［4］中的風壓分布公式，對加肋與無肋2種結構形式進行數值模擬。結合工程實例，分析了加肋對塔筒、支柱及環基的影響，總結了間冷塔采用加肋技術后其結構的受力特性。

1 加強肋與塔筒的風壓分布曲線

1.1 加強肋的結構形式

根據《超大型冷卻塔設計導則》，塔筒加強肋的布置及結構形式如圖1所示。圖中aR和hR為1/3塔筒高度處的平均肋間距和平均肋高，m，一般aR應不大于塔筒平均周長的1/50，可取1/3塔高處的周長;a為肋的寬度，m;m為0.2～0.5。

圖1 子午向肋條布置及肋條截面Fig.1 Layout and section for meridian rib

1.2 塔筒設計風壓及風壓分布系數

冷卻塔表面的等效風載 w(z，θ)按下式計算［5-6］:

式中:w0為基本風壓，kPa;CP(θ)為平均風壓沿環向分布系數;μz為風壓沿高度分布系數;β為風振系數。

1.2.1 無肋塔風壓系數

風壓分布系數ak的取值為:a0=－0.442 6，a1=0.245 1，a2=0.675 2，a3=0.535 6，a4=0.061 5，a5= －0.138 4，a6=0.001 4，a7=0.065 0。

1.2.2 加肋塔風壓系數

(1)ACI 334加肋塔風壓分布曲線。根據《超大型冷卻塔設計導則》，風壓分布系數ak的取值為:a0=－0.392 3，a1=0.260 2，a2=0.602 4，a3=0.504 6，a4=0.106 4，a5= －0.094 8，a6= －0.018 6，a7=0.046 8。

(2)尼曼風壓分布曲線。根據《超大型冷卻塔設計導則》，尼曼風壓分布曲線選用參見表1，風壓分布系數ak的取值參見表2。

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2 加肋與無肋間冷塔的結構受力特性

2.1 工程概況

某工程間冷塔設計基本風壓為0.81 kN/m2，30年一遇極端最低設計氣溫為 －36.6℃。塔高為161.00 m，進風口高度為 29.50 m，殼底直徑為131.52 m，喉部直徑為99.60 m，殼頂徑為103.64 m，殼頂傾角為5.0°，殼底傾角為16.0°。子午向加強肋共60條，aR取1/3塔高處周長的1/60，為5.738 m，hR/aR為0.026，對應的尼曼曲線為K1.0。塔筒幾何尺寸及加強肋截面尺寸如圖2、3所示。

2.2 有限元模型［7-8］

應用通用有限元分析軟件ANSYS對冷卻塔的殼體、支柱、環基等進行有限元分析［7-11］。支柱采用BEAM188梁單元模擬;殼體采用SHELL63殼單元模擬;環基采用BEAM188梁單元模擬。有限元模型如圖4所示。

2.3 結構受力特性

2.3.1 塔筒受力特性

塔筒設計風壓分布曲線，分別采用無肋風壓分布曲線(A型)、ACI 334加肋風壓分布曲線(B型)、K1.0尼曼曲線(C型)。以0°、72°子午向殼單元為例，分析風荷載引起的間冷塔殼體內力分布規律如圖5所示。

圖4 間冷塔有限元模型Fig.4 FEA model of indirect dry cooling tower

圖5 殼體內力分布規律Fig.5 Internal force distribution of tower cylinder

由圖5可知，采用加肋技術，風壓引起的間冷塔殼體內力均有不同程度的減小，特別是在K1.0尼曼曲線加肋情況下，有較大程度的減小。經計算分析，0°子午向殼單元內力平均減小20%，72°子午向殼單元內力平均減小40%。

2.3.2 X支柱受力特性

通過對3種風壓分布曲線的計算，X支柱內力極值比較見表3，內力分布規律如圖6所示。

表3 X柱內力極值比較Tab.3 Extremum comparison of internal force for X column

通過以上數據可知，相對于無肋型塔，加肋型塔的X柱內力大部分有不同程度的減小，特別是在滿足K1.0尼曼曲線加肋情況下，X柱內力極值減小較多。

圖6 X支柱內力分布規律Fig.6 Internal force distribution of X column

2.3.3 環基受力特性分析

通過對3種風壓分布曲線的計算，環基內力極值比較如表4所示。

表4 環基內力極值比較Tab.4 Extremum comparison of internal force for circular foundation

通過以上數據可知，相對于無肋型塔，加肋型塔的環基內力均有不同程度的減小，特別是在滿足K1.0尼曼曲線加肋情況下，環基內力極值減小較多。

2.4 局部穩定性分析

塔筒設計風壓分布曲線分別采用無肋風壓分布曲線、ACI 334加肋風壓分布曲線、K1.0尼曼曲線。最小局部屈曲穩定系數見表5。

表5 最小局部屈曲穩定系數Tab.5 Minimum stability coefficient of local buckling

由表5可知，相對于無肋型塔，塔加肋后最小局部穩定性系數略有提高，特別是在滿足K1.0尼曼曲線加肋情況下，局部屈曲穩定系數提高較多。

3 結論

(1)通過比較分析塔筒內力可知，相對于無肋塔，塔筒加肋后內力有所減小，特別是在滿足K1.0尼曼曲線加肋情況下，內力有較大程度的減小。主要原因是，在塔筒外表面加肋，可以增加其表面的粗糙度，有效降低風壓分布的影響，從而減小塔筒、支柱及環基的內力。

(2)通過比較分析X支柱與環基內力可知，相對于無肋塔，塔筒加肋后內力有所減小，特別是在滿足K1.0尼曼曲線加肋情況下，內力極值有較大程度的減小。在間冷塔設計時，風荷載的組合系數取1.4，在滿足K1.0尼曼曲線加肋情況下，相對于無肋塔，風壓引起的塔體內力將減小更多。

(3)通過比較分析局部穩定性可知，相對于無肋塔，塔筒加肋后最小局部穩定性系數略有提高，特別是在滿足K1.0尼曼曲線加肋情況下，局部屈曲穩定系數提高較多。

(4)塔筒加肋后，塔筒、X支柱、環基的內力均有不同程度的減小，雖然施工難度有所增加，但能夠提高塔的結構安全性并節省鋼筋用量。因此，在進行超大型間冷塔施工圖設計時應推廣使用加肋技術。

［1］郭維勝.通風筒的加肋技術［M］.北京:中國電力出版社，2009.

［2］蔡曉明.帶肋空冷塔上部結構的施工方法分析［J］.山西電力，2008(5):21-23.

［3］崔虹，孫成江.國內最大空冷塔的帶肋筒壁施工［J］.武漢大學學報:工學版，2007，40(S1):105-110.

［4］Q/DG1-S012—2011超大型冷卻塔設計導則［S］.北京:中國電力出版社，2011.

［5］GB 50009—2001建筑結構荷載規范［S］.北京:中國建筑工業出版社，2002.

［6］GB 50010—2002混凝土結構設計規范［S］.北京:中國建筑工業出版社，2002.

［7］朱伯芳.有限單元法原理與應用［M］.北京:中國水利水電出版社，2004.

［8］葉先磊，史亞杰.ANSYS工程分析軟件應用實例［M］.北京:清華大學出版社，2003.

［9］盧文達，顧皓中.帶有環向肋的雙曲冷卻塔的線性穩定分析［J］.應用數學和力學，1989(7):559-567.

［10］李龍元，盧文達.加肋雙曲冷卻塔的非線性穩定分析［J］.應用數學和力學，1989(2):105-110.

［11］北京大學固體力學研究室.旋轉殼體的應力分析［M］.北京:中國水利水電出版社，1979.