nbhkdz.com冰点文库

开洞双曲线冷却塔的力学性能研究及设计方法探讨

时间:2017-08-15


西安建筑科技大学 硕士学位论文 开洞双曲线冷却塔的力学性能研究及设计方法探讨 姓名:张卫喜 申请学位级别:硕士 专业:工程力学 指导教师:赵冬 20050301

西安建筑科技大学硕士学位论文

开洞双曲线冷却塔的力学性能研究
及设计方法探讨
专 业:工程力学

硕士生:张卫喜

>指导教师:赵冬

墒覃 …-一
双曲线冷却塔(Hyperbolic
cooling

tower)是以承受风荷载为主的高耸空间的薄

壳结构,在电力等工业部门中发挥着重要作用,并在节水、节能,环境保护等方
面具有重大意义。对新建和既建双曲线冷却塔进行脱硫改造工程中结构开洞的技 术目前已应用于实际工程。 本文以国内外大量的现场实测、模型实验及理论分析资料为基础,利用ANSYS

开放式技术平台,建立了双曲线冷却塔的有限元计算分析模型,讨论了自重及风 荷载作用下冷却塔的力学性能。通过计算、分析,探讨了脱硫改造工程中结构开 洞冷却塔的整体及洞口局部强度、稳定性问题。基于工程的实际需要,分析了洞 口尺寸、开湔高度、洞口形状及洞口与主导风向夹角等因素对冷却塔整体及洞日
局部的应力分布规律的影响。同时,进行了冷却塔的动力特性分析及地震响应分

析,提出了双曲线冷却塔的结构开洞设计分析方法,为冷却塔脱硫改造中结构开
洞的设计、加固和施工提供了理论依据和实用的参考建议.

本文借助ANSYS软件的技术平台,以ANSYS参数化设计语言(APDL)编制了
多个专用的接口程序,使建模过程在既定参数的控制下实现自动化,具有一定的

普遍适用性,为同类问题的研究和工程设计计算提供了一定的便利。
关键词: 双曲线冷却塔;有限元方法;结构开洞:结构强度;风荷载

论文类型:应用研究

西安建筑科技大学硕士学位论文

A Research Of mechanical Behavior And Design Of Hyperbolic Cooling Tower

Method

With

all

Opening

Speeialty:

Engineering mechanics

Pos噜radu她Zhang Weixi
Instructor:Prof.Zhao D

Abstract

Hyperbolic cooling tower is mainly



kind of high space thin shell structure which is


subjected


to

wind loading.It takes

important role in electrical engineering field

et.,and has

significant meaning in the field ofthe water saving、energy 0011servation、
concrete

protecting environment aga/nst pollution.Specially,reinfcreed

hyperbolic
overseas

cooling tower is most widely used.The technology has been widely applied which makes
an

opening in the body of the constructing

nr

constructed cooling tower

for desulfuration. The
research of this
tests

article

just

bases

Oil

the

study of the many
or

full—scale

measurements、model
finite element method

and协e。ry

analysis

foma inland

overseas.A model about
set

and analysis

of the hyperbolic cooling tower has been

up in

this article by the general ground so/tware---ANSYS.which is used to discuss the mechanical behaviors of the cooling tower under the willd loading and the gravity. Through the calculation and
strength

analysis.the

aNcle has discussed the preblem of
on

snucture

and

struchlre

stability which the opening throws

the body of cooling tower
on

and the sides of the hole in the desulfuration alteration practice

project.Based
on

the need of

project,the and

article has

analyzed

the rule ofstress distributing

the whole boay

of the tower

the surrounding part of the opening

which caused by the size、the

hei#t、the figure

ofthe opening and the angle between the
sallle

loca/dominant wind and nm throu曲the analysis
of the 2

opening et..At the

time,the article has carried

西安建筑科技大学硕士学位论文
dynamical behaviors and the seismic response of the cooling tower and eoncluded


analysis way for the structure opening design of the tower.The article tried to bring the available theoretical foundation and practical suggestion
to

the

design、reinforcing

and

constructing ofthe opening making in the cooling tower desulfuration alteration. In order to automate the model making process under the control of the settled parameters,the article has composed


certain analysis programs by the ANSYS the

Parametric programs

Design

Lailguage(APDL)0/1

ground

of the ANSYS software.These

can

be generally applied,therefore,they.can benefit for the research and

design ofthe questions alike.

Key words:hyperbolic cooling tower
structure with
all

f.mite element method:
structure strength;wind

opening

load

Thesis typc:application research



8二1589





本人郑重声明我所呈交的论文是我个人在导师指导下进行的研究工 作及取得的研究成果。尽我所知,除了文中特别加以标注和致谢的地方外, 论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果,也不包含本人或其他 人在其它单位已申请学位或为其它用途使用过的成果。与我一同工作的同 志对本研究所做的所有贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了致谢。


申请学位论文与资料若有不实之处,本人承担一切相关责任。

论文作者签名:乡&卫喜
关于论文使用授权的说明

日期:夕矽歹,乡.矿

本人完全了解西安建筑科技大学有关保留、使用学位论文的规定,即: 学校有权保留送交论文的复印件,允许论文被查阅和借阅;学校可以公布 论文的全部或部分内容,可以采用影印、缩印或者其它复制手段保存论文。 (保密的论文在论文解密后应遵守此规定)

论文作者签名:拟
注:请将此页驸在论文首页。

导师签名:墨圭冬

日期:。f.。;.。彦

西安建筑科技大学硕士学位论文



I绪论

1.1课题研究的目的和意义
冷却塔是以承受风荷载为主的高耸空间的薄壳结构,在电力、石油、化工、 冶金等工业部门中发挥着重要作用,并在节水、节能、环境保护等方面有着重大 意义。 自1910年荷兰学者依特尔松提出钢筋混凝土壳体用于建造双曲线冷却塔
2。

以来,至今,冷却塔的建造高度已逾200m,淋水面积超过10000m

近一个世纪里,人们对双曲线冷却塔进行了大量的理论计算、现场实测和模 型实验工作,取得了长足的进步。特别是1965年,英国Ferrybridge电站三座大 型冷却塔(高114m,底部直径91.5m)倒塌严重事故之后,世界工程界对冷却塔 研究的愈加重视,进行了大量的实验和理论研究,为冷却塔的工程实践奠定了理 论基础。

80年代以来,随着人们对冷却塔结构研究的进一步深入、冷却塔工艺设备的 改进和人们环保意识的日益增强,人们开始探索在冷却塔塔筒结构上开洞以进行
脱硫,降低冷却塔对环境的污染。这~新的技术很快得到了迅速的发展,使得对 新建和已建冷却塔进行脱硫改造成为冷却塔工程的一大趋势,同时,鉴于冷却塔 在人们生活中的重要作用,对其脱硫改造中,塔筒结构开洞对冷却塔结构整体及 局部的影响研究成为当务之急。国外,已有一批实验和理论研究成果应用于实践, 积累了初步的宝贵的经验,而国内,则刚刚起步,尚处于初步的可行性阶段,鲜 有实用的成果用于实际工程。 本文的研究正是基于国内在既建冷却塔的脱硫改造中结构开洞技术研究的空 白这一契机。在研读了国内外大量珍贵的实测及模型实验及理论分析资料的基础 上,吸纳其分析方法及实测数据,利用有限元方法,借助国际上通用的大型有限 元软件ANSYS开放式技术平台,以北京某电厂双曲线冷却塔的实际结构改造工程 为例,通过大量的计算、分析,探索了脱硫改造工程中结构开洞对冷却塔整体及 洞口局部的强度和稳定性影响。基于工程的实际需要,总结了诸如圆形洞口大小、 开洞高度、洞口形状及洞臼与当地主导风向夹角等因素对塔筒整体及洞口局部的 影响。同时,进行了冷却塔动力特性分析及地震响应分析。 论文的研究以实际工程为依托,以期探索冷却塔开洞问题诸多因素对结构整 体、洞口边缘强度、稳定性问题的普遍影响规律,及地震响应分析,为冷却塔脱

西安建筑科技大学硕士学位论文



硫改造中结构开洞的校核、加固、设计及施工提供一定的理论依据和实用的参考
建议。同时,论文基于ANSYS技术平台以其参数化设计语言(APDL)及专用双曲

线冷却塔建模接口分析程序具有一定的普遍适用性,可为同类冷却塔开洞研究提 供较大的便利。

1.2冷却塔的结构与应用
1.2.1冷却塔的发展概况 冷却塔是广泛应用于石油化工、电力等工业部门循环水冷却的主要设各。 70年代以来,随着工业技术的进步,许多科研、设训、生产等单位对冷却塔 的塔型、填料、配水、降水器以及风筒等作了大量研究,取得了不少先进成果,
有力的推动了冷却塔技术的发展。

冷却塔已由原始的丌放式冷却塔,发展到带有风筒的冷却塔。风筒的形状也 由圆柱形、多边锥形发展到目前普遍采用的双曲线型。随着机械力学及流体力学 的发展.装有鼓风机或抽风机以增大流动风速的机械通风冷却塔在一些工业部门 也得到了广泛的应用。有的国家设计了通风筒和机械通风联合使用的混合式冷却 塔,办称辅助通风式冷却塔。为提高水的流通能力.降低建筑的外形要求,更好 的利用电能并提高冷却效率,错流塔应运而生。 塔体的材质也由以往的木材结构、钢架木护板结构发展为现在的钢筋混凝土 薄壳结构,中小型机械通风冷却塔塔体的材质则向更轻质的玻璃钢材料发展。 随着大容量、高参数发电机组的出现,水资源匮乏和环保意识的增强,冷却 塔所占的比例有所提高,并朝大型化方向发展。国内,封项于1998年底的是泾电 厂八期工程,装机容量为6001“11i/.淋水面积达到9000m 2,塔顶标高150.60im。 由于逆流式冷却塔在同横流式冷却塔相比,具有传热效率高、占地面积小、 操作费用低、所需费用较低、所需循环水泵的扬程相对较低、没有藻类生长、噪 音小、冬季运行期间结冰程度小、现场施工容易、塔芯材料也较少、安装方便等 特点,我国同世界上许多发达国家一样,工业中主要采用逆流式冷却塔。 综合逆流式冷却塔和横流式冷却塔的特点,目前还产生了斜流式冷却塔和喷 射式冷却塔,并有较好的发展前景。 正因为冷却塔在电力、石油、化工、冶金等工业部门中发挥着重要作用,并 在节水、节能、环境保护等方面有着重大意义.所以,加速发展冷却塔技术,研 究冷却塔结构在正常使用和罕遇地震作用下的力学性能,确保冷却塔设计及使用 中的安全、经济及耐久,有着深远的经济、社会意义。 中的安全、经济及耐久,有着深远的经济、社会意义。

西安建筑科技大学硕士学位论文 1.2.2冷却塔的分类



1.根据冷却塔的热交换形式冷却塔可分为湿式冷却塔、干式冷却塔和干湿式冷却 塔三种。 干式冷却塔又称为空气冷却塔,这种冷却塔的载体不直接与空气接触,载体 的热量是通过带有片的金属管道,将热释放到大气中。按载体的不同又分为直接

空冷和间接空冷两种形式。该类冷却塔成本昂贵,仅适用于严重缺水地区。
湿式冷却塔是空气与水直接接触进行传质、传热,达到降低循环水温度的目 的。我国主要采用湿式冷却塔。 干湿式冷却塔系统由干式、湿式两部分组成,兼有干式冷却塔和湿式冷却塔 的优点,并能有效的控制雾气的形成,在发达国家有很好的发展前途。 2.根据冷却塔内的水流和气流方向可分为逆流式冷却塔和横流式冷却塔两种。 3.根据冷却塔通风方式可分为自然通风、机械通风和辅助通风冷却塔。

4.根据淋水填料形式可分为点滴式、薄膜式、喷水式、点滴薄膜式冷却塔。
上述分类可归纳如下:

自然通风{i警萎{蓑桨萋
f鼓风式 湿式{机械通风
冷却塔 辅

卜式馐鎏萎

助通风f翥嚣萋

干 +f自然通风1

f逆流式 “l机械通风f 1横流式

干湿式 1.2_3自然通风逆流式冷却塔概述 自然通风逆流式冷却塔主要有一高大的风简,如烟筒一样,靠筒内外空气的 密度差造成的通风抽力使空气流向塔内,进行气液两相传热而达到冷却目的。塔

内外空气密度差越小则通风抽力越小,对水的冷却不利。所以,一般不宜高湿、

‘西安建筑科技大学硕士学位论文4 高温地区。 现代自然通风逆流式冷却塔均采用双曲线型钢筋混凝土薄壁壳筒,由于这种 塔的筒壁在垂直方向和水平方向都有曲率,因此,与圆锥形、圆筒形塔相比,简 壁下半部应力较小,可以减小壁厚,节约钢筋和混凝土。此外,双曲线型筒壁的 最小振动频率较高,因而具有较小的动态特性。 自然通风逆流式冷却塔下部装有配水系统及淋水装置。淋水填料安装在进风 口上部风筒壳体以内。填料顶部设有配水系统,一般采用敞开式的配水池,池底 有配水孔及喷嘴。冷却过程中,水流向下,气流向上,图1.2.1。



团2 1自然通风逆流式冷却塔示意图

除水器:2-配水系统:j一淋水系统:4一风筒

1.2.4自然通风逆流式冷却塔主要组成部分及其作用 自然通风逆流式冷却塔主要由钢筋混凝土双曲线旋转薄壳通风筒、配水系统、 填料系统、淋水系统、斜支柱、基础、倒型基础、集水池及除水器等组成。 1.淋水填料 淋水填料是冷却塔进行热交换的主要部件,它将热水溅散成水滴或形成水膜, 以增加水和空气的接触面积和时间。填料性能的好坏直接关系到冷却效果。 自然通风逆流式冷却塔在设计中多采用塑料聚氯乙烯(PVC)制成的,膜式填 料有多层表面组成,热水流经该表面形成连续薄膜或薄片,空气从膜表面吹过, 从而实现直接传热过程。 目前常见的PVC膜式填料有斜梯波淋水填料、梯形波淋水填料。

西安建筑科技大学硕士学位论文 2.配水系统 配水系统由配水管、布水喷头等组成。



配水系统的作用是将热水均匀的溅散到整个淋水填料表面上面。在冷却塔设 计中配水管及喷水的布置是影响冷却塔效果的主要因素之一,配水不均,冷却效 果下降。 配水系统可分为:旋转式配水系统、槽式配水系统、管式配水系统和池式配 水系统。现已推出反射式喷头配水系统和多层喷头配水系统。 3.通风筒 冷却塔的通风筒包括环梁、筒壁及塔顶刚性环三部分。下环梁位于通风筒壳

体下端,风筒的自重及所承受的其他荷载都通过下环梁传给斜支柱,再传到基础。
筒壁是冷却塔通风塔的主要组成部分,它是承受以风荷载为主的高耸的薄壁结构, 对风十分敏感。塔顶刚性环位于壳体顶端,是塔筒在顶部的加强箍,它增强了壳 体顶部的刚度和稳定性。 风筒的主要作用是创造良好的空气动力条件,减小通风阻力,将湿热空气排 入大气,减少湿热空气回流。 4.斜支柱

斜支柱为通风简的支撑结构,主要承受自重、风荷载和温差应力。斜支柱在
空间是双向倾斜的,按其几何形状有“人”字形、和“v”字形、“x”字形,截面 通常有圆形、矩形、八边形等。基础主要承受斜支柱传来的全部荷载,按其结构

形式分为环形基础(包括“r型基础)和单独基础。基础的沉降对壳体的应力分
布影响较大、敏感性强。 5.除水器

除水器是将冷却塔气流中携带的水滴与空气分离,减少循环水被空气带走的
损失,以及减少对周围环境与设备的不良影响。 6.集水池 集水池设于冷却塔的下部,汇集淋水填料等处落下的冷却水.具有贮存和调 节水量的作用。

1.3双曲线冷却塔结构国内外研究现状
1965年11月,英国渡桥(Ferrybridge)热电厂发生冷却塔群八座塔中有三座 在风荷载作用下倒塌(高114m,底部直径91.5m)事故后,震惊了国际工程界。

西安建筑科技大学硕士学位论文



从此各国工程界展开了对于双曲线冷却塔的强度和稳定性的全面研究,数10年来, 历经大量的理论分析和实验研究,取得了一大批理论及实践成果。 自60年代起,Chan A.s.L.和Firman A.等采用将冷却塔旋转壳分割为若干 个环壳的办法,将节圆上位移/I,诈w及其直到二阶导数展开成三角多项式,以其 将9个系数作为未知数,提供了一种静力计算方法。国内,北京大学等单位在70 年代末,在Chan A.S.L.和Firman A.等研究的基础上,提出了冷却塔静力与动力 计算公式与程序,使我国冷却塔设计在有矩理论方面前进了一步。卢文达、蓬静 欣等对修正计算的加速度收敛问题进行了研究并进一步导出了x型支柱刚度计算 公式,提供了支柱上冷却塔的静力计算方法与电算程序。文献[16]梅占馨等采用 轴对称双曲环壳单元研究了人字柱支承双曲线冷却塔的动力特性及地震荷载。 一般而言,风荷载是冷却塔的控制荷载,Mang研究和比较了冷却塔强度极限

荷载和屈曲荷载值,最早提出冷却塔的安全性主要应考虑强度问题而不是稳定问
题。卢文达的研究也得出屈曲荷载远大于强度极限载荷的相同结论。70年代以后,

一批对风荷载研究的成果尤其引人注意,除了积累了大量可贵的风洞实验资料外, 一批现场实测的资料尤令人侧目(如,Niemann于1971年,对位于德国,Weisweiler
的冷却塔;Sollenberger和Scanlan于1976年,对Martin’s
Creek,Pennsylvania

的冷却塔;,Niemann和PrSpper,对位于德国Scheehausen的冷却塔等进行了现场 实验,取得了一批宝贵的实验数据等)。同时,随着风工程学的进展,大量的冷却 塔的风洞实验的数据也相继发表,为冷却塔的研究提供了实验依据。但是,风洞 实验由于Reynolds数和风洞阻滞效应的影响,所测数据有时难以从理论的角度阐 释;而现场实测则因费用过高且实验技术难度高,以及数据往往离散性大,难以 进行(目前国际上的成功数据仅数例),因此,风洞实验与现场实测两种手段的有

效结合,使得两者的成果相互印证,大大的提高了人们对冷却塔在风荷载作用下
的力学性能的认识,也成为冷却塔工程界研究风荷载作用的有效手段。 70年代以后,随着计算机技术的迅猛发展和计算方法的改善,一批新的计算 工具和技术应用于冷却塔的理论和实验研究,尤其是有限元方法与计算机技术的 有效结合,弥补了解析法的缺陷,使得冷却塔的计算更加实用和精确,大大的推 进了冷却塔工程研究的步伐。 同时,始于50年代的结构风工程学的发展亦有力的加速了对冷却塔的研究, 依托计算机技术的发展,又产生了一门新的学科一计算风工程学,这使得冷却塔 在风荷载作用下的数值模拟技术成为可能。同时,利用计算机对实际物理过程进 行数值模拟一一“数值实验“的计算流体力学方法也迅速发展起来。这种研究方

法可以对建筑物周围的风场和建筑物表面的风荷载的全过程进行直接模拟,并且
能得到风场和风荷载等各物理量的连续分布信息,可以广泛的设定条件对任何情

西安建筑科技大学硕士学位论文



况进行模拟。数值模拟方法速度快、成本低、灵活、直观并且易于理解,这些都 是实验研究所不能实现的。由此有望攻破:(1)塔体表面所受风载的空间分布及其 随时间变化;(2)冷却塔队风荷载的响应,包括由脉动风荷载引起的动态效应,这 两大技术难关,从而有望展开冷却塔工程研究的新的广阔的前景。 80代以来,随着冷却塔结构研究的进一步深入、工艺设备的改进和人们环保 意识的日益增强,国外对冷却塔进行脱硫改造中结构开洞技术在新建和既建冷却 塔中得到广泛的应用。而国内则刚网《起步,尚处于初步的可行性论证阶段,鲜有 实用的成果发表。

1.4课题研究的主要内容
本文结合国电北京某电厂既建冷却塔的脱硫改造中结构开洞的实际工程,在 研读了国内外大量珍贵的现场实测及风洞实验资料的基础上,吸纳其分析方法及 实测数据,借助国际上通用的大型有限元软件ANSYS,全面的计算了冷却塔的在重 力、风荷载及罕遇地震(时程分析法)的力学性能,同时,采用ANSYS的参数化设 计语言(APDL)编制了应用于冷却塔的通用建模专用接口程序,简化了双曲线冷却 塔的建模,具有一定的实用意义。论文的主要内容概括如下:

1.分析了风荷载的静力及动力效应,采用实测系数,计算了双曲线冷却塔的风压
分布; 2.计算、分析了冷却塔未开洞时受自重与荷载作用下塔筒的应力分布规律、变形, 及斜支柱沿环向的受力规律; 3.分析、比较了开洞前后冷却塔塔筒应力分布规律的变化:通过计算,分析、比 较了开洞时,圆形洞口大小、开洞高度、开洞形状(与上圆下方形洞口比较)、 洞口与主导风向夹角等因素对洞口边缘应力集中的影响及整体结构强度、稳定 性的影响; 4.分析了冷却塔在风荷载作用下的稳定问题,比较了几例简便计算公式的适用性 及局限; 5.分析了冷却塔的动力特性及其影响因素;采用天津波对冷却塔进行了罕遇地震 时程响应分析: 6.采用ANSYS的参数化设计语言(APDL),借助ANSYS的开放式技术平台,编制了建

模专用接口程序,同时针对冷却塔的开洞与风荷载加载问题编制了专用接口程
序,具有一定的普遍适用性。

西安建筑科技大学硕士学位论文8

上述计算、分析以实际工程实践为依托,以期探索冷却塔开洞问题诸多因素
对结构整体、洞口边缘,强度、稳定性问题的普遍的影响规律,为冷却塔脱硫改 造中结构开洞的校核、加固、设计及施工提供有益的理论依据和实用的参考建议。 同时,编制的程序有一定的普遍适用性,可为双曲线冷却塔开洞的分析研究提供 较大的便利

西安建筑科技大学硕士学位论文



2风荷载及风压计算
2.1引言
就设计而言,首要任务是保证结构在其预期寿命期间内,从结构安全性和适 用性上保持其性能。为此,在双曲线冷却塔设计中,设计人员需要研究以下几方 面:(1)风环境,(2)环境与它在结构上引起的作用力之间的关系,(3)荷载的作用下 结构的响应。 就本质而言,风荷载对冷却塔体的作用属随机过程,其作用可简化为准静力

荷载和空气涡旋所产生的动力效应荷载两部分,而空气涡旋所产生的动力效应荷
载,在冷却塔环向及子午向均呈随机过程。因此,即使获得足量的实测试验数据, 要真实地反映冷却塔结构在风荷载作用下的规律亦极为困难。而足尺实测的数据 表明,风压在冷却塔上的分布并非对称(现行规范简化为对称分布)。另外,基于 对几座有代表性的冷却塔的大型现场试验研究表明,采用冷却塔喉部所测的分布 系数用于塔体全高时,在低阶模态反应与实际吻合较好,用于整体,则稍显保守。 本文的计算,则是采用Sollenberger和Scardan,1976年,对Martin’s Creek冷却塔 (下文简称MC塔)进行实测所得的风压分布系数,进行数值计算。MC塔的实验数 据在冷却塔工程界较为推崇,本文采用这些国际上较为认可的实验数据,以期尽 可能真实的反应双曲线冷却塔在风荷载作用下的力学性能,得到一些有价值的规 律和数据,利于工程界参考。

钢筋混凝土双曲线冷却塔在风荷载作用下,其破坏是由于塔壳迎风面最大拉
力的子午向钢筋被破坏或者最大受压区的局部屈曲引起。Mang研究和比较了冷却 塔强度极限荷载和屈曲荷载值,最早提出冷却塔的安全性主要应考虑强度问题而 不是稳定问题。国内,卢文达的研究也得出屈曲荷载远大于强度极限载荷的相同 结论。 1914年,世界上首座冷却塔仅高35 1TI,至1980年冷却塔的建造高度已接近 200m,其中一部分用于核电站。自从1965年英国渡桥(Ferrybridge)热电厂发生冷 却塔群八座塔中有三座在风荷载作用下倒塌(高114m,底部直径91.5m)事故后(事

后调查结果指明,这次破坏是塔的迎风面上巨大的拉力引起的,同时,也证明在
冷却塔群中,塔壳体所受风致应力要比孤立结构时严重得多),国际工程界对于双 曲线冷却塔的风荷载研究已进行了历经长达数10年的大量的理论分析和实验研

西安建筑科技大学硕士学位论文

10

究,取得了一大批理论及实践成果。其中对风荷载的实验研究主要有两种途径:(1) 风洞实验,(2)现场实测。前者由于Roynolds数和风洞阻滞效应的影响,所测数据 有时难以从理论的角度阐释;而后者则因费用过高且实验技术难度高,以及数据 往往离散性大,难以进行(文献[57】)。国际上现今仅有为数不多的几个成功实验数 据可供参考。实验研究主要集中于两个方面:(1)塔体表面所受风载的空间分布及 其随时间变化;(2)冷却塔队风荷载的响应,包括由脉动风荷载引起的动态效应。 文章[58]介绍了著名的Martin’S crcekOvIc塔)冷却塔试验研究项目,就实验中

风压传感设备的研发、安装,试验数据的采集系统、处理分析系统等进行了介绍,
并给出了该塔的喉部截面上的风压分布曲线;文章1571利用有限元方法分析了三 个国际上著名的冷却塔实测试验数据,为其在工程上应用作了可贵的尝试;文章[58] 则试图基于Martin’S Creek冷却塔风压实验的数据,建立自然通风冷却塔的动力风 压的风压分布规律,以供设计参考。这些有益的尝试,促进了冷却塔研究的进展。

2.2风及其对建筑物的作用
风是地球表面空气运动的结果,由于地球表面不同地区的大气层所吸收的太 阳能量不同,造成了不同地区大气压的不同,例如一些地方上面的冷空气,密度 越大,气压也就越大些,另一些地方上面的空气暖,密度小些,气压也就小些, 这样空气从气压大的地方向气压小的地方流动,空气的这种流动就形成了风。 工程结构中涉及到的风主要由两类:一类是大尺度风,如温带及热带气旋。 温带气旋(Extratropical Cyclone)是由于高山阻碍对大尺度气流的影响,或者由于具 有相对均匀物理特性的空气团在大范围内相互作用所引起的,温带气旋常发生于 纬度35。到顶70。,其宽度可达到1500km。热带气旋(Tropical Cyalone)是常发生在 热带海洋中的大气漩涡,其能量来自水蒸气凝结时所释放的潜热,其直径可达几 百公里,涡旋中心可达数公里,风速超过120km/h的热带气旋又称为飓风 (Hurricane),飓风在远东称为台风(Typhoon),在澳洲及印度洋地区则称为气旋。另 一类是小尺度的局部强风,如龙卷风、雷暴风、梵风、布拉风等。龙卷风(Tomado) 是由直径可达300m的空气漩涡所组成,它是在强烈的泪暴风中产生的,相对地面 的风俗可达30~100km/h,它的水平尺度在地面处的直径一般在几米到几百米之 间,其持续时间不长,只有几分钟到几十分钟,但破坏力很大,是一种破坏力最 强的小尺度风。雷暴风(Thunderstorm)是由于水蒸气在高空的冷凝所形成的,其瞬 时风速一般为54~90km/h,其发生时还伴有闪电雷鸣和雷雨。梵风(Foehn)也称热 燥风,是由于下沉运动使空气温度升高、温度降低的风,常出现在山脉的背风面。 布拉风(bora)是常发生于陡峭斜坡隔开的高山与平地之间的风。

西安建筑科技大学硕士学位论文

11

不管什么类型的风,与建筑物有关的都是靠近地面的流动风,即所谓的近地
风。由于近地风靠近地面,因此当其穿过不同的地区或地形带(如海洋、陆地、山 地、森林和城市等)时,其本身的结构(如涡旋尺度等)就发生变化,不同的时间和 空间,风速也就不同。因此,近地风就有明显的紊乱性和随机性。 根据气象部门对近地风的大量实际观测资料,实用上常把近地风分成平均风 (即稳定风)和脉动风(阵风)两部分。平均风是在给定的时间间隔内,把风对建筑物 的作用的速度、方向以及其他物理量都看成不随时间变化的量,其周期较长,其 性质相当于静力作用。脉动风是由于风的不规则性引起的,其速度和方向是随时

间和空间变化的,具有强烈的随机性,其周期较短,性质相当于动力作用。对于
结构设计而言,重要的是建筑物表面的风压分布,特别是具有拟静态作用的相应 于平均风的平均风压分布,因此研究平均风条件下对建筑物的具有十分重要的意 义。 处于风场中的建筑物,在相同风速的作用下,对于外形不同的建筑物可引起 完全不同的风压值和分布,建筑物的迎风面会受到一定的风压力,背风面可能产 生涡旋引起的吸力和横向干扰力。对于非流线型建筑物,这种可能性更大,整个 结构表面的风压力、吸力和横向干扰力的分布式不均匀的。随着结构的高度、体 型、迎风面积的不同,风速、风向和湍流结构的变化,风的各种压力也会随时间 变化。因此,风对建筑物的作用是一个很复杂的过程,一般来说风对建筑物的作 用有以下特点:

1.作用与建筑物的风含有静力和动力两部分,且随高度变化而变化: 2.风对建筑物的作用与建筑物的外形有关:
3.风对建筑物的影响受周围环境的影响较大,位于建筑群中的建筑物有时出现更 不利的风力作用;

4.风力在建筑物上分布很不均匀,在角区和立面内收区域会产生较大的风力;
5.相对于地震来说,风力持续作用时间较长,长达几十分钟甚至几个小时。

2.3平均风沿高度变化的规律
平均风速是风的一个重要的统计特征,对于确定风力的大小具有决定性的意 义。在工程应用上,一般以十分钟的平均风速来确定风力的大小。近地面的平均 风沿高度的不同,风速也不同。风速沿高度的变化受到地表构造的影响,地表面 越是粗糙,摩擦作用就越强,其影响就越大。在大城市中,高楼林立,对风速的 影响要比广阔的海洋大得多,特别粗糙的地面,风速受影响的高度约为400m。在

西安建筑科技大学硕士学位论文

12

这高度以上风速与地表构造无关:中等粗糙的地面(如田野、乡村、丛林、丘陵和 城郊等)影响风速高度约为350m;在近海海面及大沙漠地区,影响风速高度约为 300m。影响风速的高度称为梯度风高度。平均风速沿高度的变化规律,又称为平

均风速梯度或风剖面,它是风的重要特性之一。
平均风沿高度变化的规律一般有两种表达形式,即按实测结果推得的指数风 剖面和按边界层理论得出的对数风剖面。 2.3.I指数风剖面 根据实测结果的分析,Davenport等指出,平均风沿高度变化的规律可用指数 函数来描述,即:

三:Ⅲ


L2,/

(2.3.1)

式中z、V:任一点的高度和该点处的平均风速; }、_:标准高度和标准高度处的平均风速,大部分国家,标准高度常取10m; a:与地面粗糙度有关的系数,地面粗糙度越大,n亦越大。 为便于工程设计,我国“建筑结构荷载规范>>(GB50009.2001)将地貌按地面粗糙 度分为A、B、C、D四类。‘A类指近海海厩和海岛、海岸、湖岸及沙漠地区;B类

指田野、乡村、丛林、丘陵以及房屋比较稀疏的乡镇和城市郊区:C类指有密集
建筑群的城市市区;D类指有密集建筑群且房屋较高的城市市区。 2.3.2对数风剖面 对数风剖面是指平均风速剖面的另一种重要形式。根据A.C.冈滓对于近地面 的下部摩擦层的研究,以及我国对北京双桥150m铁塔的观测,近地面的下部摩擦 层比较符合对数规律,其一般表达式;

兰:!兰!二!呈鱼
yr

lnz,一ln20

(2.3 2)

式中20为风速等于零的高度,虽地面粗糙度变化而变化,亦称地面粗糙度。 。0一般略大于地面有效障碍物高度的1/10,根据不同地貌的实测资料可知, 卸的值变化于O.003 动也越大。 对风的实测研究表明,对数风剖面仅能较精确的描述100m以下的平均风速变 化规律。

150em之间,大多数值在2~4cm之间。地面粗糙程度越大,

西安建筑科技大学硕士学位论文

13

2.4风的湍流特性
地球大气边界中风流动的紊乱性和随机性质风气流中的湍流引起的。在结构 工程中,除了关心平均风外,脉动风也很重要,对结构产生动力作用的脉动风实 际上是一种三维的风湍流。风的湍流特性对风荷载会产生很大影响,了解风的湍 流特性对于结构工程师非常必要的。其一,刚性结构及构件要承受脉动的随时间 变化的风荷载,而引起风的脉动的原因之一就是湍流;其二,风速脉动将引起柔

性结构表现出共振放大效应;其三,结构的空气动力特性以及实验室里所进行的 相应的空气动力实验结果都与气流中的湍流密切相关。风的湍流特性通常是由其
湍流强度、湍流积分尺度和湍流脉动风速谱来描述的。 2.4.1湍流强度 描述风的湍流特性的最简单的参数是湍流强度,它定义为脉动风速的根方差

巳与平均风速y之比,z高度处的湍流强度为:

(2.4.1)

无量纲的湍流强度与地面粗糙度和测量点的高度有关,虽然湍流强度越大,
意味着气流中脉动风的成分越多。实测结果表明,湍流强度随高度增加而减小, 靠近地面一般可达20%~30%。 2.4.2湍流积分尺度 通过某一点气流中的速度脉动,可以认为是由平均风所输运的一系列涡旋相 互叠加和作用所引起的,每一个涡旋都可看成在那一点引起了周期性脉动,其圆 周率为国5z虿。与形波类似,若风速为V,可定义涡旋波长为^=v,∞波长A即 为涡旋大小的一种量度。相对于一定尺度的建筑物而言,涡旋的大小对作用于建 筑物上的风荷载有较大影响。

湍流积分尺度是气流中湍流涡旋平均尺寸的度量,对应于纵向、横肉和垂直
方向脉动风速分量乱, V和w有关的涡旋的三个方向,共有九个湍流积分尺度。

例如“,“和。w分别度量了与纵向脉动速度有关的涡漩纵向、横向和垂直方向 的平均尺寸(。代表平均风速和纵向脉动风速的方向)。 在数学上定义E为:

E=去fR,:0皿


(2.4.2)

西安建筑科技大学硕士学位论文

14

式中R。:G)是鼹个纵向速度分量“。和“:的互协方差函数。其他湍流积分尺度
可类似定义。 2.4.3湍流脉动风速谱 脉动风可看成是一种随机动力干扰,因而,脉动风速服从统计规律,可用统 计方法来描述。在风工程中,Davenport根据世界上不同地点、不同高度测得的近 百次强风纪录的谱分析结果提出了脉动风速谱的经验公式:

嘶卜4后Ⅵ∞南
舻丽
式中k一一反映地面粗糙度的系数:

(2.。.3)

wL:

(2㈣

V(10)一一离地面10m高处的平均风速;
“一一湍流积分尺度,Davenport取为1200。 Davenport的风速谱没有反应脉动风速谱沿高度变化情况,但实际观测表明: 随着高度的增加,脉动风速谱的峰值将有所降低。因而,Emil Simiu等人提出了一 些改进的风速谱,但均没有Davenport谱的形式简单和著名。目前,大多数国家的 风荷载规范都采用Davenport风速谱。

2.5建筑结构风荷载的主要研究方法
就建筑结构风荷载的主要研究方法而言,传统的主要是现场实测、模型实验
和理论分析,而数值模拟是近年来发展起来的新的研究方法。 2.5.1实验研究

结构风荷载最可靠的数据资料往往要由实验测量得到,采用全比例模型进行 现场实测研究可以预测由它完全复制的同类结构在相同条件下的风荷载情况。但 在大多数情况下,这种全比例实验是极其昂贵的,或者根本不可能实现。现场实
验是最直接的研究手段,对于检验其他方法所得的结果的可靠程度是不可或缺的, 但无法在研究对象(建筑物)建造之前进行,同时现场实测也只能是记录一次或几次 强风的结果。数值模拟风场及风荷载可以很好地克服这一缺点,但由于研究对象

西安建筑科技大学硕士学位论文

15

是复杂的三维结构,计算量大,以前的微型计算机速度和内存容量均不能满足实 际应用的需要,所以在很长一段时间内是以实验室模拟为主,特别是风洞试验室
主要的研究手段。

风洞是一种很好的实验测量方法,但由于地面近地风的随机性和紊乱性,在 风洞中难以真实的模拟实际风场,又由于受实验条件、场所的限制,同一建筑可 能有不同的实验结果,因此,风洞试验结果与实际问题可能存在较大的出入,而 且模型放大后的一般规律往往是无法得到的,其效果自然也就很难掌握,这种缩 小尺寸的实验模型并不总是能反映全比例结构的各方面特征,另外,风洞的建造 需要大量的费用,试验的周期也较长,同时建筑物前后的风场也不便观测。
2,5.2理论分析

虽然许多象风这样的复杂流体流动问题难以得到解析解,但不能因此忽视分 析的作用。这是因为解析解的结果具有普遍性,各种影响因素清晰可见,同时它 为检验数值模拟的准确程度提供了比较的依据。人们每当提出一个新的数值方法 时,常常使用这种方法计算一个分析解的问题,通过与分析解的比较再对该方法 的准确性做出评价。此外,有时简单情况下分析解的结果可以为发展新的数值方
法提供基础。

2.5.3数值模拟 数值模拟出自于一个数学模型的结果,而不是出自于一个真实的物理模型的 结果。对于建筑结构风荷载的物理过程,其数学模型是由一组编微分方程组成。 随着计算机技术的不断发展和数值计算技术的不断成熟,利用计算机对实际 物理过程进行数值模拟一一“数值实验“的计算流体力学方法也迅速发展起来。 这种研究方法可以对建筑物周围的风场和建筑物表面的风荷载的全过程进行直接 模拟,并且能得到风场和风荷载等各物理量的连续分布信息,可以广泛的设定条 件对任何情况进行模拟。数值模拟方法速度快、成本低、灵活、直观并且易于理 解,这些都是实验研究所不能实现的。 数值模拟的前提是建立数学模型和构造模型方程的算法。不能建立恰当的数 学模型就无法得到有价值的结果,没有可行的数值方法甚至得不到结果。计算机 不能创造信息、发展规律,它只能把人们所输入的信息按计算者所设定的规律进 行加工和处理。另一方面,一旦建立了实际物理问题的合理的数学模型,并且构 造了有效的计算方法,数值模拟则又将发挥很大的作用。 总之,由于理论分析、实验研究和数值模拟个尤其适用范围,把这三者有效

西安建筑科技大学硕士学位论文 的结合起来则可以相互补益。

16

2.6建筑结构风荷载数值模拟的研究现状及进展
由于风对建筑物具有破坏作用,自五十年代始,人们系统的进行了一建筑物 风荷载为中心的大规模的研究,并形成了一门新的学科一一结构风工程,研究大 气边界层中风对地球表面建筑物的作用。“风对建筑与结构的作用“的国际会议自 1963年起每隔四年召开一次,六十年后期出现了专门模拟大气边界层的风洞。 结构风工程的研究方法大致也是包括现场实测、试验模拟、理论分析和数值 计算四种途径。

近年来,计算机技术飞速发展,现在的微型计算机的速度、存贮量已经大大
超过了过去的中小型计算机的水平。基于计算机技术,用数值模拟的方法来了解 建筑物结构风荷载及风场具有十分广阔的前景,计算风工程这一学科亦应运而生。

2.7双曲线冷却塔风荷载的计算
2.7.1平均风 平均风可用下式来表示:

珊Ib,口J=∥,b,曰加:b,0J

r’7 11 …’‘,

式中m£豳口J为平均风荷载,它与,大小无关,为便于计算,这里用子午线长 来近似表示高度位置。 ∥。囟口J为风载体型系数。实验表明,各个平行圆风压分布接近相同。基于 对几座有代表性的冷却塔的大型现场试验研究表明,采用冷却塔喉部所测的分布 系数用于塔体全高时,在低阶模态反应与实际吻合较好,只是在最小压力附近、 塔底及塔顶处压力系数的绝对值要小一些,对整体,则稍显保守。

本文的计算,则是采用Sollenberger和Scanlan,1976年,对Martin’s Creek冷
却塔(下文简称MC塔)的冷却塔的所取得压力分布系数的实验数据(如图2.7.1),进 行数值计算。该实验数据在冷却塔实际工程中应用界较为普遍。能够较实际的反 应双曲线冷却塔在风荷载作用下的力学性能。

西安建筑科技大学硕士学位论文

17

图中以O,口)为风压高度变化系数,本文采用子午线长来近似表示高度的位置。
2.7.2脉动风 脉动风压gl起的应力,通常在数值上与平均风所gl起的应力相当。文献【35】 对脉动风压的资料作了介绍。
1脉动风压的均方根 脉动风压的均方根可表示为:

q㈤2圭心如妒2(z)
压系数。文献【35]建立了c;G,功与来流湍流度的关系:

(2.7.2)

式中p为空气密度,u0)为高度:处的平均风速,c;0,口)是一个经验脉动风

q㈨≈l?8溺O"u

(2.7.3)

式中盯。为纵向风速脉动的均方根。实测表明,c;如,目)随口变化,取决于比值
∥D,其中k为肋条高度,D为喉部处塔体直径。在60。<R<120的范围内,粗糙

塔脉动风压系数c:G,口)比光滑塔要小。因此,在塔体子午向加设肋条亦有助于降
低脉动风的影响。

西安建筑科技大学硕士学位论文

18



30’

60。

90’

i如’150‘i80

图2。7.2围绕双曲线冷却塔喉部的脉动风压系数



。』‘=::::::::::::!:::::::!! !:::!:;;;::;;!;;:j;;:;;;;i亭~一一l~~一一—] 咖划啪.,/、、、1~二二’~——一一—二{
5r

I—竺7也兰业!



卜一亩一——亩——弋}——{F———占~…丢o.
图2.7.3对于不同粗糙度参数∥D的冷却塔

在一o.7H处的比值c;G,口)/qG,0)
2脉动风压谱 文献【35】建议采用如下的脉动风压谱表达式

面2而莉葫矿
峨(z,0,一)
几p弦。p)

(2.7.4)

舯dp)=掣
僻[裟r
(2.7.5)

删:陪甜r罱

(2.7.6)

西安建筑科技大学硕士学位论文

19

式中”为频率,参数alp)、bo妒J和以徊J参阅图2.7.4,d是幂律指数,D为
喉部直径,E为湍流积分尺度。

¨

I /父掣 J 舢 }—一兰:7/、\幽丘一l =争 } 一螋生过 』 卜—5-0——击一打一II!矿一1打.__】j。.



r———r_——1—!一———r———r—]









!?’

。●。

l铂

180‘

图2.7.4参数口-p)、bop)和卢。p)


脉动风压交叉谱

文献[261建议脉动风压的交叉谱可以采用互谱,正交谱可以忽略不计.从而采
用以下关系式: l迎肛L区(占蔓100。,0’≤100。)

s,G,护,=7,曰’,,z)=R,z,z',n)Rjp,伊7,门衅2(z,统月)哆仁’,p’,聆)
2背风区p≥100|。,0’≥100。J

(2.7.7)

Sp(z,伊,z。,钆月)=月,z,z',H)Ryp,影n声护G,p,"声矿z7,口:竹)

(2,7,8)
(2.7.9)

蜀G,z’,胛)=eXp(.届Z)

R。p,目’,”)=exp(-B:元)
议,但对于工程应用尚可接受。

(2.7,lo)

文献[26]认为迎风区的风压和背风区风压的交叉谱可以不计,这种简化犹存异

式中只。p,臼’,”)=Czp,0’皿0目一01,n)

(2.7.儿)

西安建筑科技大学硕士学位论文

20

R0口一0’』,打)=exp(_岛力)

(2.7.12)

z=帮

(2.7.13)

72。可


枷坠型 360。

(2.7.14)

式中∥t“7,声z“11,岛。25,Up)是梯度高度艿处的平均风速,文献[26]列出
了相关系数Gp,曰’)的取值。
实际工程应用中,由于静力位移系平均风所引起,因而也可将平均风力乘以 位移风振系数而得到总等效风力。 我国规范对冷却塔的风振系数作了如下建议,即塔高H<70m时,取1.25; 70<H<120时,取1.5;大于120m时未做说明。 2.7.3双曲线冷却塔风荷载计算 我国现行《建筑结构荷载规范》对于双曲线冷却塔风荷载的计算采用如下计 算公式: 纯2/Jz#sPza’o
(2.7.15)

式中%一平均风荷载标准值(KN/m2);
以一高度z处的风振系数; %一风荷载体型系数;

心一风压高度变化系数;
%一基本风压(KN/m2)。 本文的计算中,‰取100年一遇基本风压值为0.5 KN/m2;胁分别按双曲线

冷却塔的体型系数图中给出的实测结果取值;肠按现行《建筑结构荷载规范》取
值;见则依据相关规范对双曲线冷却塔的建议值,取为1.5。

西安建筑科技大学硕士学位论文

21

双曲线冷却塔风响应分析
3.1引言
风荷载引起的作用在双曲线冷却塔上的压力,取决于来流的特性≮塔的几何 形状以及塔筒表面的特点。此外,风压还与来流的雷诺数有关,对于真实的冷却 塔,其雷诺数大多为lO 7到108左右,而在风洞中则要比它小两个数量级左右。因 此,必须用足尺寸实测来补充风洞试验。 在通常情况下,风压可以方便的用平均风压和脉动风压两部分之和来描述。 对于实际应用,可以认为风的阵性所引起的应力放大,在塔体各点处以及对于不

同的应力类型都是相同的(但文献[381指出,这种假设并非对于一切情况都正确),
从而,通过风振系数系数来加以考虑。 双曲线冷却塔是旋转壳结构,风荷载常用面荷载来表示较为方便,在工程计

算上,通常只考虑影响最大的法向风荷载。 由于风工程及其对双曲线冷却塔结构作用的复杂性,本文的计算采用风振系
数来近似考虑脉动风的影响。

3。2有限元及ANSYS分析模型
3.2.t离散化分析模型 1.基本假定 假定斜支柱与塔简底部刚性环梁为刚性连接,斜支柱与基础亦为理想刚性连

接。塔筒从底部到喉部、喉部到顶部,其厚度按线性规律变化。
2.塔筒单元

双曲线冷却塔塔筒为旋转壳结构,将塔筒离散为弹性平面四边形壳单元,每
个单元有四个节点,每个节点有六个自由度,即x,y,z位移方向及绕五Ⅳz轴旋转方 向。可以承受与平面同方向或者法线方向的荷载。同时,考虑壳单元的弯曲及薄 膜特性,单元每一节点的厚度可通过计算加以设定。

3.斜支柱单元 斜支柱采用空间梁单元。该单元具有拉、压、扭转和弯曲能力的单轴单元,
每个节点有6个自由度,包括。,Y,。方向的位移自由度和绕z,Y,2轴旋转方向的6 个自由度。

西安建筑科技大学硕士学位论文
3.2.2

ANSYS分析模型

在ANSYS计算模型中,塔筒选用弹性壳单元SHELL63。该单元具备上述特 点,同时,该单元还具有应力强化及大变形的能力,可选择连续性剪切矩阵,用 于大变形(有限的旋转)分析。 斜支柱选用空间梁单元BEAM4,该单元除了具备上述特点外,同时,还具有 应力刚化和大变位能力。在大变位分析中,可以使用连续的切向刚度矩阵。
3.2.3材料常数

从本文研究的目的及工程实际应用出发,仅对冷却塔结构(尤其是塔简)线 弹性工作阶段力学性能进行分析、计算,以研究其应力的分布规律。
塔筒及斜支柱弹性模量取为E=2.0e10,泊松比y=0.2,密度为

P=2.5×103影,。 /m
3.2.4分网及塔筒变厚度的说明

塔筒采用矩形四边形单元,通过控制单元边长来设定单元大小,塔筒底部刚 性环梁、顶部环梁附近和洞口边缘,通过二次、三次分网来加以细化、优化。 本文的建模及分网采用本文编制的建模专用的接口程序(HCT),同时,该程序 能自动通过根据单元的节点坐标,按照塔筒底部、喉部和顶部厚度,进行线性插 值计算,得到壳单元每一节点的厚度。 有限元计算模型见图3.2.1及3.22。
3.2.5有限元分析流程
?设置系统参数、初始化ANSYS环境


?选择单元类型 ?输入材料常数、几何参数


?建立有限元模型 ?分网及局部优化


?施加荷载 ?引入约束条件

西安建筑科技大学硕士学位论文

图3.2.3有限元分析流程

图3.2.1有限元模型及剖面

qn赶}hkE.t“

西u&岱酶血辞
图3.2.2划分网格后的冷却塔模型

西安建筑科技大学硕士学位论文

24

3.3工程背景及工况
3.3.1工程背景 本文结合北京某电厂既建的冷却塔结构开洞改造工程,应用自行编制的建模 专用的接口程序(HCT),进行计算分析。 该冷却塔于1994年竣工,其主要设计条件包括: 依照规范要求,工程设计风压按50年一遇考虑,标准风压为O.345Kpa。

计算温度:塔外计算温度为.21.2。c;塔内计算温度,淋水装置以上+100C。
抗震设防烈度:8度。 塔筒及斜支柱均采用C30混凝土(采用普通硅酸盐水泥)。 塔筒厚度自支柱顶部起由0.65m递减至喉部0.17m,喉部至顶部渐增至O.34m, 喉部标高为84.575m,半径21.660m,塔筒底部标高为7.402m,半径38.7970m,支柱 顶部标高7.402m。塔简顶部标高103.373 m,顶部半径23.262 m。 塔筒采用40对直径为600mm的人字形斜支柱支撑。

2003年,由于脱硫工艺需要,拟在塔筒上开设两个直径为8.0m的圆形或上圆
下方形孔洞,供架设管道。依照我国《钢筋混凝土薄壳结构设计规程》(JGJ/T22.98) 就开设孔洞问题的要求,当孔洞直径或矩形孔的长边大于j.0m时,应作专门分析、 设计。 3.3.2工况 从工程实际需要及本文研究的目的出发,本章就以下6类工况进行了计算、 分析,考虑下述因素对结构力学性能的影响; 1.未开洞,仅受自重作用时; 2.未开洞,受重力及风荷载作用; 3.开设直径分别为5.0m,8.0m两种圆形洞口时,分析洞口尺寸因素: 4,分别开设直径为5.0m圆形洞口和上圆下方洞口,分析洞口形状因素;

5.分别在13.5m和35.0m标高出开设圆形洞口,分析开漏高度的因素:
6.分别去开洞方向与主导风向夹角为0、45、90和180。,分析开洞方向与主导 风向夹角因素。

西安建筑科技大学硕士学位论文

25

3.4双曲线冷却塔的力学性能分析
3.4.1自重作用下双曲线冷却塔的力学性能分析

a第一主应力云图

b第三主应力云图



VonMises应力云图

图3.4.1自重作用塔体应力云图

自重作用下塔简应力代表值(御甜)
第一主应力 塔筒部位 内表面 塔筒顶部 塔筒喉部 塔筒底部
0.0634


表3.4.1 第三主应力

外表面
0.0806 0 1.488

内表面
.0,0677 .0.667 .3.409

外表面
.0.00584 .0.569 .0.621



西安建筑科技大学硕士学位论文

26

自重作用下斜支柱最大应力绝对值(轴向应力+弯曲应力)为:8.949MPa
(压);

对双曲线旋转变厚度结构,仅考虑自重荷载,各部位仅受自重引起的压应力,

计算结果表明,在塔体喉部内表面压应力%“20.667MPa,外表面压应力
盯一2 0.569MPn。底部环梁附近由于厚度变化剧烈,压应力有所降低,而斜支柱 与底部环梁连接附近则由于局部应力集中效应盯一29.09MPa。就整体而言,仅塔 简顶部受拉应力作用,且其值较小,底部则因局部应力集中效应而在塔筒外表面
受拉应力作用。塔筒主要受压应力作用,喉部由于几何形状的影响压应力较之周

边增大明显约为50~100%,而喉部附近则因受此影响,压应力明显降低(见图
3.4.1b)。

可见,仅从自重作用考虑,塔筒设计时应优化子午线几何形状,并应使喉部具 有一定的厚度,以防止喉部压应力过大。
自重作用下冷却塔竖向位移(mm)
部位

表3,4.2 相对位移
0 O.23 0.88

绝对位移
7.07 6.84 6,19

塔筒顶部 塔筒喉部 塔筒底部

注:相对位移是指某部位以上累计位移值。

由表3.4.2可知,自重作用下,由于喉部以上质量较小,变形亦较小,塔筒整 体刚度较大,受自重作用变形较小(仅0.88mm),而斜支柱承受了上部塔筒的自重 荷载,且自身刚度相对塔简较小,变形相对较大(达6.19mm),直接承受斜支柱作用 的基础必然对冷却塔的变形有至关重要的影响。可见,设计中根据塔筒条件应合 理的确定斜支柱的几何尺寸、形状、数量以及分布形式,同时应高度重视基础的 设计合理、优化,避免基础刚度差异明显,使得整体受力合理,变形均匀。防止 局部应力集中,从而使得个别斜支柱因受变形过大甚至失效而影响整体结构的安
伞。

西安建筑科技大学硕士学位论文 3.4.2自重及风荷载作用下冷却塔的力学?『生能分析
1.应力云图

27

a沿主导风向

b背主导风向

c喉部周围d底部环梁周围 图3.4.2 第一主应力整体及局部云图

a沿主导风向

b背主导风向

西安建筑科技大学硕士学位论文

28

c喉部周围
图3.4.3

d底都环粱周围 第三主应力整体及局部云图

a沿主导风向

b背主导风向

c喉部周围d底部环梁周围
图3.4.4 Von Mises应力整体及局部云图

西安建筑科技大学硕士学位论文 2.应力计算结果分析

29

就塔筒整体受力而言,沿主导风向,由于风荷载与自重的共同作用,以子午线 为轴,拉应力随高度降低而递减,其分布范围亦逐渐缩小,(图3.4.2a、c),沿背 主导风向,在塔简顶部产生明显的拉应力集中区域,其峰值达到同高度其它部位 的2~4倍,(图3.4.2b)。 喉部以下至底部刚性环梁附近,则由于上部重力的累计效应,压应力逐渐增 大,受子午线曲率及风压随高度变化规律的影响,沿主导风向,在高度约25~35m 的部位产生明显的压应力集中(图3.4.2c)。以子午线为对称轴,压应力沿环向以 渐次降低。垂直于主导风向的两肋部位,则因承受最大的吸力,而较之同高度, 压应力明显降低。 塔筒底部刚性环梁附近,受整体弯曲效应及子午线曲率的影响,斜支柱与塔筒 接触部位压应力集中效应明显.峰值达7.44MPa(图3.4.2d),位于主导风向面上,

且沿环向,各接触点压应力离散性大。而在接触点上部2~3m的范围内,在塔筒
外表面,则形成明显的拉应力集中区域,其峰值达2.37MPa,且变化剧烈。 喉部周围的应力亦变化剧烈,其局部应力云图显示(图3.4.2c,图3.4.2c), 喉部压应力峰值达到2.03MPa,而在其沿子午向以上约lOm的范围内,剧变到拉应 力为0.755MPa,这一规律亦印证了,喉部是冷却塔最易屈菇的部位的结论。 通过Won Mises应力云图(图3.4.2),塔筒底部刚性环梁周围应力集中明显, 是双曲线冷却塔的薄弱部位,宜通过构造措施、节点设计,适当的增设纵向受拉 筋,来克服局部应力集中可能引起的节点破坏。同时,喉部是塔筒的薄弱部位, 设计时应使之具有一定的厚度,以确保其足够的刚度,宜重视其可能潜在的首先 屈益的危险。 3.塔筒位移分析
塔简主要部位位移代表值(咖n) 主导风向 部位 绝对位移 顶部 喉部 底部 注:
17.80 26.20 .42.38

表3.4.3 垂直主导风向

竖向 绝对位移
-15.63 .15.70 一26.63

相对位移


相对位移


绝对位移
.11.76 —15.84 .2.87

相对位移
0 4。08 .8,89

8.4 60.1 8(65.58)

—0.07 ?1 1.(一10.93)

表中括号内值表示底部相对于喉部的位移。

上表表明,在50年一遇风荷载及自重作用下,塔筒沿主导风向喉部变形最大, 这与喉部的厚度最小,刚度亦最小密切相关,顶部由于刚性环梁的作用。变形量

+西安建筑科技大学硕士学位论文

30

次于喉部,而底部则因受塔筒结构的子午线曲率的影响而产生负向位移,其值受

子午线曲率影响较明显。可见,适当的设置环向刚性环梁是增加塔筒刚度,减小 水平位移,提高结构稳定性的有效途径。 由于风荷载沿子午向产生拉力,沿主导风向,喉部距顶部塔筒在子午线方向被
拉伸0.07mm,而塔筒底部至喉部则拉伸达10.93mm,斜支柱在竖向则被压缩达

26.63ram。可见在塔筒底部刚性环梁与斜支柱作用位置,由于整体弯矩产生的局部
应力集中效应,产生巨大的拉应力,设计时,应充分重视这~位置的节点设计,

使之不致在风荷载作用下受拉筋屈服而破坏。而研究表明,英国Ferrybridge电 厂冷却塔正是因子午向受拉筋失效而酿成重大事故,与本例的计算结果吻合,可
佐以印证。

4.斜支柱应力及支座反力分析 在50年一遇风荷载及自重作用下, 主导风向作用面上斜支柱承受最大应力
(轴向应力+弯曲应力)盯m“=21?55MPa, 而垂直于主导风向的两翼部位则出现最 小应力为O"m。=9.79MPa,贝lJ
O'max:2.20
盯min

可见,受风荷载作用,斜支柱的应力

沿环向分布呈较大的差异。 冷却塔基础除了承受斜支柱传来的竖向压力外,两个水平方向的作用力 亦不容轻视。位于主导风向作用面上斜支柱作用点的支座反力为 t=134.26kN,t=4705kN,只=-2251.7kN,M。=1483.9kN?m,M,=345.87kN-m, M:=1534-0kN‘m;而垂直于主导风向的两翼部位的斜支柱的支座反力则为: E=一1448.3kN,E=3733.7kN,e=200.78kN,M,=129.75kN‘m,M,=一171.28kN?m, Mz=一3950?4kN’m(支反力坐标系同应力云图所示)。可见,冷却塔的基础受力 沿环向变化较大,同时承受较大的弯矩作用,水平作用力亦不容忽视。设计中, 宜采用合适的基础形式,并使之具有足够的刚度,以抵抗由于作用力不均引起的 差异沉降,防止由于基础上作用沿环向的敏感性引起局部变形过大,而影响正常
使用,甚至失效。

西安建筑科技大学硕士学位论文

31

3.5开洞双曲线冷却塔的力学性能分析
3.5.1洞口尺寸问题 由于设备的因素,洞口的大小往往不拘一格,本文以一般常用的两种圆形洞 口尺寸,通过比较,以验证洞口大小对结构的影响。两种洞口直径分别为5.0m、 8.0m,洞口中心标高均为13.5m,洞口均沿主导风向开设。 1.开5m洞口时计算结果与分析 1).塔筒应力云图

a沿主导风向 图3.5.1



背主导风向

第一主应力云图

a沿主导风向

b背主导风向 图3.5.2第三主应力云图

西安建筑科技大学硕士学位论文

32

a沿主导风向
图3.5 3

b背主导风向 Vonraises应力云图

2).洞口局部应力云图

a第一主应力云图

b第三主应力云图



Yon mi

ses应力云图

图3.5.4洞口局部应力云图

西安建筑科技大学硕士学位论文 2).洞口局部应力云图

33

a第一主应力云图

b第三主应力云图



Von

mises应力云图

图3.5.5洞口局部应力云图 3.开洞对塔筒喉部应力峰值的影响
喉部应力峰值 表3.5.1
0-5Ⅲ o-sm 0"8Ⅲ

应力峰值(^护甜)
应力类别
0-5m o"sⅢ

未开洞

o"o

o"o

0"5Ⅲ

cro

0.798
o"l

0.775

0.755

1.030

1.026

0.971

—2.02
o-3

—1.92

—2.03

0.995

0.946

0.950

Von

Mises

1.87

1.90

1.95

0.959

’0.974

1.016

注:1.表中cr0、盯m、盯8m分别表示未开洞、开直径为5m、8m洞口时的应力峰值。
2.表中应力峰值比值为同类应力之比。

西安建筑科技大学硕士学位论文

34

由表3.5.1,可以看出,在13.5m高度开设直径为5.Om和8.Om的圆形洞口, 较之未开洞而言,对喉部应力的分布和其峰值影响较小,其峰值波动不超过6%。 开设直径为5m和8m的圆形洞口较之未开洞,第一主应力峰值增大约3%,第三
主应力峰值减小O.5%和5.4%,VonMises应力峰值则降低4.1%和2.6%。

比较开设两种洞口后喉部应力峰值的变化,可以看出,两种情况下,喉部应
力峰值的变化则不超过5%。对第一、三主应力,5m直径开洞较之8m,略有降低, 而Von Mises应力则稍有增加。

可以认为,当在13.5m高度,开设直径为5m和8m的圆形洞口时,其对冷却 塔的整体的影响较小。设计时,可仅就洞口局部予以补强,而不计其对整体强度
的影响。 4.塔简洞口大小对应力峰值分布的影响
洞口边缘应力峰值 应力 类别
0"5m 0"8m


表3.5.2
盯5Ⅲ
o-o

应力峰值(^Im)

洞口 部位

未开洞

仃8Ⅲ
tlro

盯8m

ok

cro

2.67
盯l

3,39

底端 两翼 两翼

1.55

1.723

2.187

1.270

—8.80
0"3

-10.4

一8.91

0.988

1.167

1.182

盯M

8.75

lO.6

9.53

0.918

l-112

1.211

注:1.表中tro、盯5Ⅲ、盯8m分别表示未开洞时,开直径为5m、8m洞口时的应力峰值。
2.表中应力峰值比值为同类应力之比。

表3.5.2分别比较了未开洞与开洞、开设两种洞口时洞口部位应力峰值的变化。 较之未开洞,当洞口为5m时,由于应力集中效应,位于洞口底端的第一主应力峰 值达2.67MPa,是未开洞的1.723倍;当洞151为8m时,峰值则达到3.39MPa, 为未开洞的2.187倍,可见,开洞引起的洞口底端拉应力集中现象非常明显,且洞 口愈大,应力集中就愈严重。而第三主应力与Von Mises应力则变化较小,其峰值 波动不超过10%。 考虑两种结构开洞时洞口应力分布的变化表明,当洞口为8m时,较之洞口为 5m,其第一、三主应力和Von Mises应力分别增大27.0%,18.2%和21.1%。可见,

西安建筑科技大学硕士学位论文

35

随洞口直径的增大,洞口底端拉应力峰值随之增大,同时两翼压应力及Von Mises 应力峰值亦随之增大,而拉应力峰值增大则更剧烈一些。 开设洞口后,由于应力集中,洞口底端拉应力明显增大,设计时应对洞口边 缘予以适当的补强,洞口底端宜增设受拉筋,以阻止混凝土开裂。
3.5.2洞形问题 往往,由于架设设备的实际需要,洞口的形状并不拘囿于圆形,因此局部应

力集中亦会更加明显,基于这一思路,本文的计算主要是采用结构开洞中较常用
的上圆下方形洞口,洞口上部圆形直径为5m,下部方形边长为5m。 2.洞口局部应力云图

a第一主应力云图

b第三主应力云图



Von

mises应力云图

图3.5.6洞口局部应力云图

3.塔筒洞口形状对应力峰值分布的影响

西安建筑科技大学硕士学位论文
洞口边缘应力峰值 上圆下方形孔洞 应力类别
o r”【

36

表3.5.3 未开洞

5m直径圆形洞口

叮nm
o"o

盯r㈣ 盯。Ⅲ

部位 底边中部 底边角部 底边角部

o…
2.67

部位 底端
两翼

0-0

盯1

7.73

1.55

4.987

2.895


盯M

一27.7

一8 80

一8.91

3,109

3.147

24.i

8.75

两翼

9.53

2.529

2.754

注:1.表中q,crl。口一分别表示第~、三主应力和Von Mises应力,

2.表中应力值的单位均为MPa。
3.表中应力峰值比值为同类应力之比。

上表的数据显示,当开设上圆下方形洞口时,受洞口形状系数影响,应力集 中效应尤为明显,第一、三主应力和Von Mises应力分别是未开洞同部位的4.987 倍、3.109倍和2.529倍。其第一、三主应力和Von Mises应力峰值则达到7.73MPa, .27.7MPa和24.1 MPa。 较之圆形洞口,当开设,洞口边缘的应力集中非常明显,第一、三主应力和
Von

Mises应力比值分别达到2.895,3.147,2.754。可见,上圆下方形洞口底端角

部的压应力集中最为明显,底端中部的拉应力集中效应次之。这对洞13局部的危 害尤为明显。 因此,设计时必须对洞口底端直角部位进行专门研究,通过同时提高其强度、 刚度的措施,防止局部破坏或屈曲;底端中部则宜增设抗拉筋,防止混凝土开裂。 需要进一步说明的是,一般而言,由于设备本身重量,及洞口附近热应力的影响, 在对洞口局部进行加固方案设计时。宜适当提高安全系数。 3.5.3洞口高度问题

显然,当洞口与底部剐性环梁太接近对,则洞口受塔筒整体弯矩效应的影响
亦较为明显,仅从结构安全的角度考虑,洞I:1具有一定的高度是合理的,但不能 接近喉部,否则,塔筒厚度将明显影响到洞口边缘结构强度及稳定性。本文基于

这一思路,在其他因素不变时,来考察计算高度因素,对结构开洞后,塔筒整体 应力分布规律的变化与洞口边缘的应力集中现象的。
取洞口的中心标高为35m,洞13直径为8m,洞13中心距塔筒底部刚性环梁的

距离为27,6m,通过与2小节计算结果的比较,以期考察开洞高度因素对结构开洞
的影响。

西安建筑科技大学硕士学位论文
1.洞口局部应力云图

37

a第一主应力云图

b第三主应力云图



Von

raises应力云图

图3.5.7洞口局部应力云图

2.塔筒洞口形状对应力峰值分布的影响 如表3.5.4所示,未开洞时,35m高度处塔筒受压应力作用,开洞后,洞口底 部出现拉应力,其峰值为2.05MPa;两翼则出现压应力峰值,.5.42MPa,是未开 洞时同部位压应力峰值的2.02倍。而Von Mises应力峰值亦位于两翼处,是未开洞

的2.12倍,为5.35MPa。较之在13.5m高度,35m高度处开洞后洞口局部的应力
集中效应明显降低。 对比两种开洞高度的影响,当洞口位于35m高度时,其洞口边缘第一、三主 应力,Von Mises应力峰值分别是13.5m高度开洞时的O.768倍、0.616倍和0.611

倍。可见,相对13.5m高度结构开洞,当洞口位于35m高度处,其洞口边缘的应 力集中效应相对要小,利于结构局部补强。但洞口局部边缘应力集中,较之未开
洞,依然明显,尤以拉应力最著。 可见,合理的选择洞口开设高度,可以有效的降低洞口边缘的应力集中效应,

西安建筑科技大学硕士学位论文 宜引起设计中关注。
洞口边缘应力峰值 应力 类别 两种高度
0"13 5册孵z

38

表3.5.4 未开洞
okm“
o-om“ 0"35m日x 0"13 5Ⅲ4r

洞口

cr3 s。。,

部位 底端 两翼

%max


盯l

2.67

2.05


2.02 2.12

0.768


0-3

—8.80

—5.42

一2.68


0.616

盯Ⅷ

8.75

5,35

两翼

2,52

O.6ll

注:1.表中q,cr3,盯一分别表示第一、三主应力和prD竹MiseJ应力;q3 5。。;,cr3

5~,

则对应于在13.5m,35m高度处开5rn直径的圆形洞13的应力。Di。。则对应于35m高度 处未开洞时的应力。

2.表中应力值的单位均为MPa。
3.表中应力峰值比值为同类应力之比。

3.5.4洞口与主导风向夹角问题 由于双曲线冷却塔沿环向对风荷载的敏感性,主导风向对塔筒及洞口边缘的 应力大小与分布具有重要的影响,本文通过比较开洞方向与主导风向呈Oo,45。,900 和180。四种情况下(洞1:3的中心标高为35m,洞口直径为8m),;来考察塔筒整体及

洞口周边应力分布规律的变化,试图探讨洞13与主导风向夹角变化对结构开洞的
影响。

西安建筑科技大学硕士学位论文 1.开洞方向与主导风向呈45。。 1).洞口局部应力云图

39

a第一主应力云图

b第三主应力云图



Von

mises应力云图

图3.5.8洞口局部应力云图

2.开洞方向与主导风向呈90。。 1).洞口局部应力云图

a第一主应力云图

b第三主应力云图

西安建筑科技大学硕士学位论文40



Von

mises应力云图

图3.5.9洞口局部应力云图

3.开洞方向与主导风向呈180。。 1).洞口局部应力云图

a第一主应力云图

b第三主应力云图



Von

mises应力云图

图3.5.10洞口局部应力云图

西安建筑科技大学硕士学位论文41
3.5.3.4塔筒洞口形状对应力峰值分布的影响
洞口边缘应力峰值 应力 类别
o-035 O"O

表3.5.5
180


未开洞

O。

45。

90。

o●5
o"o

0"90 o"0

0"180 o-0

0"45

0"90

0"180

盯l



2.05

0.357

0.152

0.548

0.174

0.074

O.267


0-3

—2.68

—5.42

-3.40

—1.51

—4.07


0.627

0.279

0.751

盯一

2.52

5.35

3.35

0.152

4.02

0.626

0.028

O.75l

注:1.表中q,仉,矿Vm分别表示第一、三主应力和Von肘鼢PJ应力;%、%、‰、
盯。则对应于35m高度处开8m直径的圆形洞口,其沿主导风向的夹角分别为0、45、 90、180的洞口边缘应力峰值,D-035则对应于35m高度处未开洞时的应力。

2.表中应力值的单位均为MPa。
3.表中应力峰值比值为同类应力之比。

由于双曲线冷却塔对环向荷载的敏感性,随着开洞方向与主导风向夹角的变 化,洞口边缘的应力集中程度变化较大,上表的结果表明,当开洞方向与主导风 向夹角为90。时,洞口边缘应力集中峰值最小,其中第一、三主应力和Von Mises应 力分别为0.152、一1.51和O.152MPa;而沿主导风向开洞则洞口边缘应力集中最为 明显,第一、三主应力和Von Mises应力峰值达到2.05、.5.42和5.35 MPa,前者 第一、三主应力和VonMises应力峰值仅为后者相应值的7.4%、27.9%和2.8%。 当开洞方向与主导风向夹角为45时,较之90,次之;再次,则为1800。 因此,设计中,应尽量避免沿当地主导风向开设洞口;而当开洞方向与主导 风向夹角为90。时,则最为理想;其次,可依次考虑开洞方向与主导风向夹角为 1800、450,以降低洞口边缘应力集中效应。同时,由于主导风向仅仅是一个高概 率的统计样本,设计时宜以最不利的洞口与当地主导风向夹角的工况进行计算, 确保结构安全。

西安建筑科技大学硕士学位论文42

3.6双曲线冷却塔的稳定问题
3.6.1曲线冷却塔的稳定性分析 鉴于双曲线冷却塔的建造高度愈来愈大,且其喉部直径与塔体厚度之比通常 小于1/150,因此,考虑其屈曲荷载是必要的,对可能遭遇到飓风荷载的冷却塔而
言,尤是如此。 影响稳定的因素主要有三类:荷载、结构刚度和结构初始缺陷。

就荷载而言,~般仅考虑结构自重、风荷载,且假定风荷载沿环向变化,而 沿竖向(子午向方向)则对称分布,且不计温度应力的影响。 结构刚度则取决于几何条件、支承条件和材料性能,直到英国Ferrybridge电 厂冷却塔坍塌事故发生之前,处于经济方面的考虑,英国一直较为流行圆锥壳 (cione—toroids)冷却塔,而此后的研究表明,双曲线旋转壳冷却塔较之圆锥壳,,刚度 要大一些,更有益于稳定。冷却塔厚度一般沿子午向变化。塔底和塔顶附近厚度 变化尤为剧烈,底部环梁厚度往往是喉部厚度的2~4倍。此外,设计时,通常在 塔筒底部和顶部施加刚性环(梁),或同时沿子午向设置肋梁,以提高塔体稳定性能。
但承受塔体斜支柱作用的基础往往相对呈柔性,同时考虑到材料的蠕变等因素的 影响,这些都对冷却塔的稳定有一定的影响。

结构的初始缺陷对计算荷载和实测荷载的差别影响最大。但多数情况下,设 计时,不考虑结构沿子午线及环向开裂工作带来的影响,仅仅依据理想的几何条 件来计算临界苟载,这一做法显然尚值得商榷。 文章[58】总结了冷却塔稳定性研究中基于理论分析、实验研究和数值计算三种
途径所得的成果,认为:

1.基于Der和Fidler的模型研究,采用下式来计算冷却塔的临界风压较为合适。

矿吲2



(3.s.1)

式中E为杨氏模量:a为喉部旋转半径;h为厚度:c建议取为O.06。 2.塔体顶部的刚性环有助于提高塔体的稳定性。尽管实验研究表明,塔体顶部的 刚性环对临界风速的提高贡献较小,但一般假定风速沿塔体高度为常量,而实际 风剖面在冷却塔上部则较大,因此,实际上,塔体顶部的刚性环的影响要大~些。 3.塔底刚性环梁、斜支柱和基础对稳定性的影响尚待迸一步深入的研究,以防止 由于地基偏柔或塔体开裂而显著的降低冷却塔的稳定临界荷载。 4.文献【58】推荐美国冷却塔规范的建议性条文,即冷却塔的配筋应沿个方向配筋 率均不小于0.35%,且沿塔筒内外表面分两层布置。我国《构筑物抗震设计规范》

西安建筑科技大学硕士学位论文43
(GB 50191.93)则规定,塔简应采用双层配筋,每层单向配筋率不宜小于O.2%。

3.6.2提高稳定?性的手段 从冷却塔的稳定性考虑,塔筒需要一定的厚度以确保其不致因屈曲破坏,但 从经济方面出发,则应在保证其必要的刚度的条件下,减小其厚度。实验和数值 研究均表明,最有效提高冷却塔刚度的方法有沿环向设刚性箍、子午向加肋(梁) 或综合两者并用之。据此,最基本的问题是在何处加肋,加多少数量以及肋(或箍) 的几何形状。必须指出,加肋(箍)改善了冷却塔的稳定性能的同时,亦较大的提高 了冷却塔的最小自振频率,从而亦影响到冷却塔的动力性能。因此,就此尚需进
一步的研究。

德国荷载条文(the German 算冷却塔的稳定性能。

load specification

DIN

1055)建议,可以采用风压的

最大值W,加上因混凝土自重引起的内部吸力O.5W,可以得到对称的压力。以计

文章[53】结合理论分析与数值计算方法,研究了上述问题,认为: 1.冷却塔的屈曲位移受诸如荷载类型、几何缺陷、钢筋混凝土非线性本构关系(包 括开裂的影响)较为明显。 2.相比之下,当冷却塔的喉部半径与底部半径之比为O.8时,环向刚性箍的作用 较大。
3.

环向刚性箍的高度”V是控制箍效应的主要参数。当厅v与塔体壁厚(t)之比大于6

时,则提高甩V的作用渐不明显,饥/‘的取值一般决定于刚性箍的数量,一般为5 或6。屈曲实验中怫/‘变化于5~5r8之间,理论分析亦表明,在此种状态下,环 向箍的约束效应较为明显。 4.研究结果表明了冷却塔的一般屈曲性能。据此结论,设计中应认真选择冷却塔 的几何形状。塔体的几何形状决定了刚性箍的最佳位置和数量以及所要求的参数 的折减系数。任何情况下,为明显的改善屈曲性能,至少应设置3个适中的刚性 箍。当刚性箍不小于5个,且等距设置时,可以起到足够的作用,一般推荐采用
此法。

3.6.3加肋(箍)双曲线冷却塔的屈衄应力分析 随着冷却塔愈建愈高,且直径愈来愈大,人们开始怀疑传统的钢筋混凝土冷 却塔是否依旧适用。倘若依然适用,何种形式又是最安全且最经济的呢? Rubr-University的研究表明,钢筋混凝土冷却塔能够满足未来冷却塔的要求, 但实验结果也建议人们应避免应采用传统设计中只在冷却塔的底部和顶部沿环向 设置刚性环梁的做法。同时,数值研究亦表明,在适当的位置,设置适当数目的

西安建筑科技大学硕士学位论文

44

环向刚性箍,可以获得足够的刚度,同时,可以减少塔体厚度(在不减小冷却塔的 稳定性系数的前提下)。 对不设环向刚性箍的具有圆曲线子午线的冷却塔的实验研究发现,其喉部最

先屈曲,这是由于沿子午向曲率是不变的,而子午线为双曲线的冷却塔,随着距 喉部距离的增加,其曲率递减,因此,初始屈曲点亦从喉部转移。实验观察亦印
证了这一观点。

文章【52]通过实验研究表明: 1.未设环向刚性箍的两类冷却塔模型,其一无初始缺陷,其--N含有初始缺陷。 其屈曲性能与屈曲荷载的是一致的。这表明壳体具有负高斯曲率时,对初始缺陷 并不敏感,初始缺陷的影响不甚明显。 2.通过增设环向刚性箍可以改善具有负高斯曲线的屈曲性能,冷却塔的环向屈曲 应力亦有所提高。然而,喉部以下至少应设置4个等距布置的环向刚性箍,实验 结果表明,对屈曲性能和屈曲应力的提高则比较小。 3.实验证明当环向刚性箍高和宽分别是壳体厚度的5倍和1.33倍时,可以有效 的改善冷却塔的屈曲性能。这一结论印证了理论分析的结果。 4.模型实验显示,即使仅沿在环向40%设置刚性箍,亦能有效的提高屈曲性能。 根据这一实验结果,可以在设计时考虑利用冷却塔的爬升结构的刚性箍作用。 5.实验结果显示,增设环向刚性箍后,可以提高的环向屈曲应力,而对子午向应 力则无明显的影响。就冷却塔而言,喉部附近的环向应力是其设计的控制应力, 而底部和顶部则是子午向应力起控制作用。通过设置刚性箍可以减小塔的厚度。 而减小塔厚则会减小因自重在塔体下部产生的子午向应力,换言之,从而可以减 小塔下部的厚度。 3.6.4双曲线冷却塔的屈曲临界压力计算研究 就理论研究而言,Ewing利用线性理论分析了轴对称应力分布和非轴对称风荷 载作用下冷却塔的稳定性问题。但这一方法仅限于弹性支承,无环向刚性箍,且 等厚度的理想旋转壳。Ewing用下式表示了一端自由承受轴对称荷载的临界压力:
p cr:koRE--h(%


(3.6.2)

对风荷载而言,


cr:k。RE蔓;%


(3.6.3)

西安建筑科技大学硕士学位论文45

式中‘2彳球(1一V2严],ko,k是决定于壳体几何尺寸和泊松比的系数,R
是考虑基础支承条件的折减系数。


21一f力d

f3.6.4)

对简支:d.2

lt 7如.+如
3k。必/

(3-65’

对固支:d3%一七z+乜
』?

(3.6.:)
“/,2是弯曲能量的

其中,3ka(”简支条件下膜应变能量的微小下降量; 微小下降量,≈,f”是由于荷载引起的潜在的微小降低量。

用Ewing公式计算的结果较接近实验测得的和数值方法计算得到的轴对称荷 载作用下的屈曲临界力及数值方法计算得到的风荷载下的屈曲临界力。然而,较 之风洞实验结果,对轴对称荷载作用下则明显安全贮备不足,同时,Ewing通过计

算比较,强调了基础弹性的重要作用。
Hutehinson对具有几何缺陷的简支旋转壳几何荷载表明,在轴对称荷载作用下 具有负高斯曲线子午线的旋转壳对几何缺陷的敏感性较之具有正高期子午线的旋 转壳要小得多。 Der和Fidler广泛的研究了风荷载作用下冷却塔的性能。他们采用电解铜和 PVC材料模型,利用压缩空气通道。Der和Fidler检测了锥壳的影响(届曲荷载提

高10%),竖向荷载(屈曲荷载降低20%),水平裂缝(沿垂直方向有作用)(降低25 %)。此外,他们对弹性地基支承及柔性地基模型的研究显示,这些因素对屈曲荷 载没有显著的影响。需要指出的是,他们的弹性子午向的刚度系数吼约为4,远 大于t越ghaar等人用于Fort

Martin的0.0l。因此,Der和Fidler的研芗辫果中模

型的抗屈曲能力没有下降并不奇怪。Langhaar等人的研究报告指出,当h从1010
降至10.1时,屈曲荷载仅下降约25%。 Hayman和Chilver对两类抵抗屈曲的刚度进行了定性的分析,膜刚度

(%√)j和弯曲刚度(E准(1_v2砌。基于Der和Fidler的公式,给出了改进
后的计算屈曲荷载的公式:

%副l可刁儿函两刁}



Eh]”『

肋3

1l_”

(3.6.7)

不计泊松比的影响时,则可以用Der和Fidler公式。

西安建筑科技大学硕士学位论文
g仃= CE

46

h眈ar
0.35,卵=2.3。

(3.6。8)

式中,n=3-2m,可取川2

西安建筑科技大学硕士学位论文47

4双曲冷却塔的动力特性及罕遇地震时程分析
4.1引言
一般,风荷载在双曲线冷却塔的设计中起控制作用,但鉴于其造价高、破坏 后果严重,在8度及以上抗震设防区域,考虑地震力的影响显然是十分必要的。 某些区域,罕遇地震作用下,地震力亦可能起控制作用。 我国《构筑物抗震设计规范》(GB 50191.93)规定,塔简的地震作用采用有限

元计算时,宜采用振型分解反应谱法;8度区且淋水面积大于9000m2及9度且淋
水面积大于7000m2的塔筒,宜同时采用时程分析法进行补充计算。 本章首先探讨了双曲线冷却塔的动力特性,及其影响因素,据此。提出了改 善其动力特性的一些手段。

其后,则针对工程的实际的情况,对该双曲线冷却塔在8度区罕遇地震作用
下采用时程分析法进行了的计算、分析。基于计算、分析结论,初步谈论了8度

及以上抗震设防区域,双曲线冷却塔的抗震设计问题。
地震响应分析时,不组合风荷载。

4.2双曲线冷却塔的动力性能
4.2.1冷却塔模态分析基本理论 在采用有限元方法分析结构的振动问题时,无论是线性结构还是非线性结构, 其自振特性对结构的动力性能都有很大的影响,结构的自振分为无阻尼自振和有
阻尼自振两种情况,实际工作的结构都有阻尼的存在。当不考虑外部荷载及阻尼 作用时,结构的振动平衡微分方程变换为如下:

阻】秒0+k触)=0

(4.2.1)

自由振动时,各质点均做简谐振动,各节点的位移及加速度可以表示成:
U=Uo
cos(o/

(4.2.2)

U。=一03'2Uo

COS(of]

(4.2.3)

式中,U。为振型向量,是将某一频率下的各质点的位移幅值依次排列,组成

西安建筑科技大学硕士学位论文48

一个向量;国是与‰相对应的频率;f是时间。将(4.2.2)式、(4.2.3)式代入(4.2.1)
式可以得到:

啤一∞2M阢=0

(4.2.4)

结构自由振动时,各节点振幅%不可能全部为零,因此式(4.2.4)的系数行列 式必须等于零,即:

lK一国2MI=0

(4.2.5)

结构自振特性的研究,从数值分析的角度归缮为求解式(4.2.5)的广义特征值
问题。特征值求解常用的方法有逆迭代法、Reyleigh—Ritz法、子空间迭代法、广

义Jacobi法、Ritz向量迭代法和Lanczos向量迭代法,本文的计算采用Lanczos
向量迭代法求解特征值问题。Lanczos向量迭代法被认为是求解大型矩阵特征值问 题的一种最有效的方法,该方法是20世纪50年代就以提出的一种求解矩阵特征 值问题的方法,但由于Lanczos方法(其约化过程等价于某种正交化过程)所产生 的向量很快失去正交性,长期以来认为这种方法是不稳定的,因而很少用于实际

计算。近年来,对Lanczos方法重新做了深入的研究,进行了大量的实际验算和
细致的误差分析,现在认识到,Lanczos方法对于求高阶稀疏对称矩阵的部分特征

值非常有效。随着微机计算速度和内存容量的增加,利用该方法做大型结构振动
分析已逐渐成为主流。 计算出结构的振型向量以后,为了确定各阶振型在总反应中的大小,以确定

后续计算所需要的模态阶数,就需要计算结构的振型参与系数。

设结构自由度数为胛,全部振型构成的振型矩阵为Iv]…,且已将振型矩阵关
于质量矩阵正交化,令:

以}=矿r阻噩t}

(4.2.6) (t,2.7)

E)=旷】7阻妊,}
般}:少F阻噩£:)

(4。2。8)

上式中波}、也j、留:}分别为x,y,z方向的选择向量,即对应于x(或y、。)
方向的分量为1,其他向量为零。

西安建筑科技大学硕士学位论文49 l

向量{E}的内积为:

织r投):杰露:眵r阻弛yIV]7阻肛,}):忙,r阻】(E,}
,=l

(42.。)

l司理有:

k}7E}:∑n巧:乜尸阻】慨}
识r坦}=∑露=舾:}7阻忙:)

4.2.10)

(4.2.11)

式(4.2.11)表明,向量扩}的内积等于该方向向量的总和。因此,可以定义f阶
模态的模态质量为:

∞;小杷} 阻,】=阮J
阻。】=托)
态质量参与总质量的比率为振型率。
,:

(4.2.12a)

(4.2.12b)

(4.2.12c)

模态质量是反映该模态参与动力反映大小程度的一个重要参数,因此定义模




%阪)7p腿}

(4.2.13a)

铲瓦E雨rM网

(4.2.13b)

I=研砸箍E赢F毓T
zE



匕,=

投yp】{昱:}

(4.2.13c)

I一瓦而币再虿陋砸万西翮
向的振型贡献率。显然有:
n n n n

他引t,
H’邑M’

上式中,‘称为第f阶模态的振型贡献率:‘,’0,%分别为第f阶模态在x,Y,z方

∑o=l
●,1

∑o=1
I;l

∑o=1
f;l

∑‘=1
ftl

(4.2.15)

西安建筑科技大学硕士学位论文

50

在实际计算中,若取前,阶振型参与计算,r<甩,则前r阶振型的总贡献率为:

∑k=R,
i=l

∑o=R,
J-I

∑乞=R:
J;l

∑rj=R,
i=l

(4.2.16)

R的大小反映了所取模态的数量是否足够。通常。在动力设计中要求选取模 态的数量R≥O.8,如初次选取的模态数量不够,则加大选取阶数,直到R满足要
求为止。

4.2.2频率及周期‘ 表4.2.2给出了双曲线冷却塔的前20阶频率及周期。
自振频率、周期表 阶数
l 2 3

表4.2.2 阶数
11
12

频率口苟
1.3274 1.3275 1.5603 1.5604 1.7612 1.7618 2.2660 2.2662 2.2805 2.25805

周期(∞
0.7533 0.7533 0.6409 0.6709 0.5678
0 5676

频率饵z)
2.4448 2.4470 2.5658 2.5660 2.6222 2.6227 2.8069 2.8070 3.0503 3.0505

周期(s)
0.4090 0.4087 0.3897 0.3897 0-3814 0.3813 0.3563 0.3563 0.3278 0.3278

13 14
15





6 7 8 9 JO

16 17 18 19 20

0.4413 0.4413 0.4385 0.4385

西安建筑科技大学硕士学位论文 4.2.3双曲线冷却塔的主要振型

51

c¨j蛐J州L—“

第一阶振型

第二阶振型

∞n甜—tm
第三阶振型 第四阶振型

“ⅢLt*岫一*“

第五阶振型

第六阶振型

图4.2.1双曲线冷却塔的主要振型

西安建筑科技大学硕士学位论文 4.2.4双曲线冷却塔自振频率分析

52

(1)冷却塔的最低自振频率一般为O.5~2Hz范围,本文计算结果表明该冷却塔的 前六阶频率介于1。3274~1.7618Hz之闻。 (2)冷却塔的最低几个自振周期比较接近,计算时应考虑多振型的影响。如只考虑 最小白振频率的影响,总效应应增加小于10%的值。本文的计算结果验证了 这一结论。 (3)冷却塔的最低白振频率出现在谐波数行2 3或4的情况,(其他文献也有认为
Ⅳ5

5之时的)。

(4)冷却塔容量愈大或愈高,最低自振频率也愈小i亦即结构也愈柔软。 4.2.4影响自振频率的因素

(1)顶部设置环梁有利于白振频率的提高,亦即自振周期降低,对结构抗风是有利
于的。

(2)壳体厚度直接影响着壳体的抗弯刚度。计算表明,它对弯曲分量大的自振振型
(阿>4)影响较大。 (3)塔底边界条件对自振频率的影响。 塔底愈刚硬,自振频率也就愈低,对结构抗风性能有利。计算表明,子

午向位移“对自振频率有较大的影响,因而该方向的弹性系数毛起显著作用,
而与其他两个方向M。及转角西对应的弹性系数毛k。,七。对自振频率影响不 大。 (4)子午线形状对自振频率的影响。 双曲冷却塔的中面双曲线方程可写成:

,‘2嚆+az‘
厂m;。口式中‰。为最小半径,即喉部半径。上式决定于口,由于口值的不同,塔

的子午线形状也不同,当a=0时退化为圆柱壳。计算结果表明,圆柱壳的自振频 率最低,对抗风最为不利,所以,优化子午线形状可以提高冷却塔的抗风能力。

4.3罕遇地震作用下的弹性时程分析
依照现行规范,采用时程分析法时,应按建筑场地类别和设计地震分组选用

不少于二组的实际强震记录和一组人工模拟的加速度时程曲线,其平均地震影响 系数曲线应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符其

西安建筑科技大学硕士学位论文

53

加速度时程的最大值按规定选用。弹性时程分析,每条时程曲线计算所得结构底部 剪力不应小于振型分解反应谱法计算结果的65%,多条时程曲线计算所得结构底 部剪力的平均值不应小于振型分解反应谱法计算结果的80%。
本文选用天津波进行了罕遇地震时程分析。

4.3.1地震波的选用及调整 在选用地震波时,均应全面考虑地震动的三要素(地震动的强度、地震动谱特 性、地震动的持时),并根据情况加以调整。 1.地震动的强度(振幅) 在抗震分析中以地震过程中加速度最大值(峰值)的大小作为强度标志,计算 时,应对选用的地震记录加速度的峰值按照适当的比例放大或缩小,使峰值加速 度相当于与设防烈度相应的多遇或罕遇地震时的加速度峰值。
2.地震动谱特性

地震动谱特性包括谱形状、峰值、卓越周期等因素,与震源机制、地震波传 播途径、。反射、折射、散射和聚焦以及场地土特性、局部地质条件等多种因素有 关。研究表明,在强震发生时,一般场地地面运动的卓越周期将于场地土的自振 周期接近。因此,在选用地震波时,应是选用的实际地震波的富氏谱或功率谱的 卓越周期乃至谱形状,应尽量与场地土的谱特性相一致。 3.地震动持续时间 一般而言,选用的地震动持续时间丁的原则是: (1).保证选择的持续时间内包含地震记录最强部分; (2).当对结构进行最大地震结构的耗能分析时,持续时间r可选短些;当分析地震 作用下结构的耗能过程时,则T应选得长些; (3).尽量选择足够长的持续时间,-NNN,r≥IO正(L NN构基本NN)。 囿于计算机硬件水平,本文仅采用“中国天津(1976)地震竖向记录”,进行罕遇 地震作用下的时程分析,其中,天津波的记录时长为25s;时间间隔为OiOls,场 tt!lNIII类,记录信号为竖向加速度,d—az。75.56cm/r。图43.1给出了调整后的 天津波的水平分量曲线,本文计算时选用了原始记录中5~15秒内f>10xO.75)的 记录值,并进行了调整。

西安建筑科技大学硕士学位论文

54

图4.3.1调整后的天津波的水平分量

4.3.3时间历程图及结果分析

图4.3.2塔简顶部节点水平、竖向位移时间历程图

图4,3.3塔筒喉部苇点水平、竖向位移时间历程图

西安建筑科技大学硕士学位论文

55

图4。3,4塔筒底部节点水平、竖向位移时间历程图

图4.3.5塔筒底都水平、竖向对比图
注:图中蓝色、紫色和红色,分别代表塔简项部、喉部和底部位移时间历程图 塔筒顶部、喉部和底部水平、竖向位移时间历程比较图


竖向 水平向 注:表中位移单位为mm。

塔筒位移峰值
项部 4.8(一5.0) 145(一150)

表4.3.1 喉部 5.2(一4.5) 110f-120) 底部 4.8(一5.0) 48(一46)

可见,由于双曲线冷却塔结构偏于柔性,罕遇地震作用下,结构的变形较大。 本例的计算表明,采用天津波计算时,尤以水平位移极为明显,塔筒顶部峰值达 到150mm,喉部位移峰值达到120mm,而塔筒底部位移峰值则达48mm,塔筒底 部与顶部相对水平位移的峰值为104nm],结构底部、喉部、顶部,同时达到峰值, 因此,通过设置刚性环梁、子午向肋梁,提高塔筒结构的刚度,亦有益于提高双

西安建筑科技大学硕士学位论文

56

曲线冷却塔的抗震性能。较之,水平位移峰值,竖向位移峰值相对较小,其中喉 部竖向位移峰值最大,为5.2mm,塔筒在竖向呈现刚体特点,而斜支柱的竖向位 移峰值则远大于塔筒,达到5.Omm,设计时应予以重视。
综上,在8度及以上抗震设防区域,双曲线冷却塔结构在罕遇地震作用下,

塔筒的水平位移较大,塔筒整体呈现较强的柔性特点,因此,塔筒刚度的提高有 益于控制塔筒的相对位移,同时,应通过构造措施与节点设计来加强斜支柱与塔
简接触部位,合理的考虑塔筒刚性环梁与斜支柱的刚度分配比,设置足量的纵向 拉筋,以削弱由于刚度突变引致的应力集中效应,防止节点局部破坏。其次,应 避免基础刚度沿环向明显变化,重视竖向变形对斜支柱的影响。

西安建筑科技大学硕士学位论文
II I

57

5基于APDL的双曲线冷却塔建模专用接口程序开发
5.1

APDL参数化设计编程语言简介
APDL(ANSYS
Parameter Design

Language)为ANSYS,它是一种类似于

FORTRAN的程序设计语言部分和1000多条ANSYS命令组成,其中,程序设计

语言与其它编程语言一样,具有参数、数组表达式:函数、流程控制(循环与分支)、 重复执行命令、缩写、宏以及用户程序等。标准的ANSYS程序运行是由1000多 条命令驱动的,这些命令可以写进程序设计语言编写的程序,命令的参数可以赋
确定值,也可以通过表达式的结果或参数的方式进行赋值。从ANSYS命令的功能 上讲。它们分别对应ANSYS分析过程中的定义模型、划分单元网格、材料定义、 添加荷载和边界条件、控制和执行求解和后处理计算结果等命令。 用户可以利用程序设计语言将ANSYS命令组织起来,编写出参数化的用户程 序,从而实现有限元分析的全过程,即建立参数化的CAD模型、参数化的网格划

分与控制、参数化的材料定义、参数化的添加荷载和边界条件、参数化的控制和
执行求解以及参数化的后处理。 宏是具有某种特殊功能的命令组合,实质上是参数化的用户小程序,可以当 作ANSYS的命令处理。可以有输入参数或没有输入参数。 利用APDL的程序语言与宏技术组织管理ANSYS的有限元分析命令,就可以

实现参数化建模、施加参数化荷载与求解以及参数化后处理结果的显示,从而实
现参数化有限元分析的全过程,同时这也是ANSYS批处理分析的最高技术。在参 数化的分析过程中可以简单地修改其中的参数达到反复分析各种尺寸、不同荷载

大小的多种设计方案或者序列性产品,极大的提高了分析效率,减少了分析成本。
同时-以APDL为基础用户可以开发专用有限元分析程序,或者编写经常重复使

用的功能小程序,如特殊荷载施加宏、按规范进行强度或剐度校核宏等。 另外,APDL也是ANSYS设计优化的基础,只有创建了参数化的分析流程才 能对其中的设计参数执行优化改进,达到最优化设计目标。
APDL具有下列功能,对这些功能用户可根据需要进行组合使用或单独使用。 ?标量参数

?数组参数
?表达式和函数 ?分支和循环

西安建筑科技大学硕士学位论文 ?重复功能和缩写
?宏 ?用户程序

58

所有这些全局控制特性,允许用户按需要改变程序以满足特定的建模和分析 需要。通过精心计划,用户能够创建一个高度完善的分析方案,它能在特定的应 用范围内使程序发挥更大的效率。 较之人机交互方式(GUI方式),APDL具有下列特点: 1.可以减少大量的重复工作,特别适用于经少量修改(如修改网格密度)后需要多 次重复计算的场合,可为设计人员节省大量的时间,以利于设计人员有更多
的精力来从事产品的构思。

2.便于存贮与移动,一个APDL的ASC II文件一般只有几十千字节,最多也只 有几百千字节,其数据文件的容量仅为GUI数据的千分之一。 3.不受ANSYS软件的系统操作平台的限制。 4.不受ANSYS软件的版本的限制,一般情况下,ANSYS软件以GUI方式生成 的文件只能向上兼容一个版本,也就是ANSYS70版本的软件只能调出 ANSYS61版本的数据文件,而不能直接调用ANSYS57及以前的版本的数据 文件。而APDL则不受此限制,仅个别命令会有影响。 5.在进行优化设计和自适应网格分析时,则必须使用APDL文件系统。 6.利用APDL可以编写一些常用命令的集合即宏命令,或者制作快捷键,将其置
于工具栏上。

7.幂Ⅱ用APDL方式,用户很容易建立专用的分析模型,以利于快速的生成有限元 分析模型。 8.可以利用APDL借助ANSYS软件的平台进行二次开发。

5.2双曲线冷却塔专用接口程序(HCT)
借助ANSYS软件GUI模式实现双曲线冷却塔建模,过多依赖于技术人员对 软件运用的熟练程度,操作复杂,且易于出现错误,本文基于双曲线冷却塔结构 的特殊性及APDL使用的高效、便捷性,编制了通用的双曲线冷却塔建模与分网 程序和一系列专用的建模与分析程序,并通过实际工程的计算、分析加以验证, 以应用于双曲线冷却塔结构实际工程的分析与设计。 HCT专用接口程序,通过GUI模式或直接文本模式输入冷却塔的物理、几何 参量,程序按照图5.2.2所示的流程,完成建立几何模型、分网及网格优化过程, 可以方便的完成双曲线冷却塔的有限元建模,使建模过程在既定参数的控制下实现

西安建筑科技大学硕士学位论文
自动化. 5.2.1基本假定 1.假定坐标系如图5.2l所示。 2.塔筒厚度从筒底部到喉部以及从

59

喉部到顶部均呈线性变化。 3.通常,建模时冷却塔的子午线通过 由关键点控制的样条曲线来模拟。 4.当给出双曲线冷却塔子午线方程时, 则曲面可由下列方程给出:

R=4az2+b2
式中: R.中面半径; b.喉部半径; z.离喉部距离;

口一为双曲线系数,a值越大 表示双曲线越倾斜。
5.2.2网格密度与网格疏密 1.网格密度说明

,。

图5.2.1坐标系示意图

有限元结构网格数量的多少将直接影响计算结果的精度和计算规模的大 小。一般来讲,网格数量增加,计算精度会有提高,但同时计算规模也会增加, 所以在确定网格数量时应权衡这两个因素综合考虑。但当网格数量增加到一定 程度后,再继续增加网格时精度提高甚微,而计算时间却有大幅度的增加。计 算结果的精度取决于单元的尺寸和分布,粗的网格往往起结算结果偏小。 静力分析时,如果仅计算结构的变形,网格数量可以少一些。如果需要 计算应力,则在精度要求相同的情况下取相对较多的网格。同理,相应计算 时,低阶模态可选择较少的网格数量。 本文的程序通过修改网格密度参数M来控制网格密度,对于不同高度、体 积的冷却塔可通过多次调整M,来选择适合的网格密度。
2.网格疏密说明

网格疏密是指在结构不同部位采用大小不同的网格,这是为了适应计算 数据的分布特点。在计算数据变化梯度较大的部位(如应力集中处),为了较好 的反映数据变化规律,需要采用比较密集的网格。而在计算数据变化梯度较

●皇!量孽i

西安建筑科技大学硕士学位论文
ill

__

III曼吕舅|曼曼毫

60

小的部位,为减小模型规模,则划分相对较稀疏的网格。 划分网格疏密不同主要用于应力分析(包括静应力和动应力),而计算固有 频率模态特性时则趋于采用较均匀的网格形式。这是因为固有频率和振型主

要取决于结构质量分布和刚度分布,不存在类似应力集中现象。
本文的程序在应力计算时对洞口附近,塔筒底部和顶部环向剐性环梁附 近进行了二次优化划分,以使得网格密度较大,优化整体分析。

3.本程序设定双曲线冷却塔的最大单元数约为42000~45000个。
5.2.3程序参数说明 1.物理参数 EX_TOWER
NUXY DENS

塔筒弹性模量 塔筒泊松比 塔筒密度 斜支柱弹性模量 斜支柱泊松比 斜支柱密度 斜支柱惯性矩 斜支柱惯性矩 斜支柱单位长度附加质量 分网密度控制参数(建议取值2~6)

TOWER TOWER

EX_BEAM NUXY—BEAM
DENS BEAM IZZ IYY

MASS M

2.几何参数
H1 H H2 R Rl R2 N

斜支柱顶部标高 塔筒顶部标高 塔筒喉部标高

塔筒底部半径
斜支柱底部半径 塔筒喉部半径 斜支柱数量 塔简底部厚度 塔筒喉部厚度 塔筒变厚度前假定厚度 颓曲线系数

TMAX TMlN
T A

说明:(1)M用于控制平面四边形壳单元短边长度,短边长占:—6.2—8R度
(2)输入参量需与程序默认的坐标系一致。AM

西安建筑科技大学硕士学位论文
5.2.4

61

HCT流程图 建模接口程序HCT框图如下

?初始化N',/SYS环境


?选择单元类型 ‘


?定义物理、几何参数



?定义单元及属性

?创建塔筒、斜支柱模型 『


?分网及二次分网(优化)





?塔筒变厚度的实现

图5.2.2建模接口程序流程图

~般必须输入物理、几何参数,子午线上的关键点(该程序默认为20个),如
果已知子午线方程式时也可输入相应的参数。 5.2.5程序计算步骤及使用说明
1.

通用建模程序ttCT计算步骤如下:
1)输入物理、几何参数说明,予午线关键点的坐标。 2)程序自动选用单元,并将相应的材料参数赋予单元。 3)程序根据输入的几何控制参数进行建模。 4)程序根据设定的分网参数进行网格划分。

5)程序自动完成塔筒底部、顶部(洞口边缘)=次分网,优化分网质量。
6)程序根据单元节点坐标完成壳单元各节点厚度计算,前处理完成。

西安建筑科技大学硕士学位论文
2.

62

风荷载计算步骤:
1)程序读入荷载文件、施加风荷载(同时自动打开重力开关)。

2)自动搜索节点,施加边界条件。
3)按照设定的求解控制条件,完成求解,并存入指定文件。
3.

程序使用说明: 1)可直接给通用程序源代码2.2小节“定义物理和几何参数”中输入定义的参

数赋予数值,则程序可自动完成建模,分网及二次优化分网。 2)完成前处理后,用户可根据需要选择专用程序进行二次建模,如开设洞口, 亦可调用荷载文件施加荷载,程序默认的重力加速度为9.81m/s2。 3)边界条件由程序在计算前自动搜索、施加。 4)输入风荷载、地震波时,用户应按照既定的格式,使用记事本或EXCEL编辑, 否则程序不予认可。 5)计算完成后,用户可自行根据需要进入后处理,以图表或其他形式提取计算
结果。

6)就某一参数进行变化,以求其优化时,仅需对此参数加以调整,程序自动完 成前处理。

5.3实例
以杭卅I某电厂双曲线冷却塔为例,该程序可以方便的完成建模。 i.可以通过文本直接定义物理、几何参数,也可以通过界面方式输入,图5.3.1 所示为程序设定的界面方式输入对话框。

西安建筑科技大学硕士学位论文

63

图5.3 l界面方式定义参数对话框

如果通过文本方式输入,只需对源程序中参数加以赋值。

图5.3.2文本模式

西安建筑科技大学硕士学位论文

64

3.则程序根据控制参数生成宏文件,并在面板上显示

建模的快捷键MYMACRO

图5.3.3建模快捷键

4.只需键下快捷键MYMACRO,程序自动进行几何建模、分网及网格优化,完成前
处理。

a几何模型

b离散化的有限元分析模型

图5.3.4程序自动完成前处理

西安建筑科技大学硕士学位论文

65

6结论及展望

6.1主要结论
冷却塔在风荷载、温度应力、地震力及地基不均匀沉降产生的应力等柞用下 的力学性能是一个复杂的工作。其中、风荷载一般起控制作用。由于目前对风荷 载及其作用下高耸建筑的结构响应的研究滞后于工程需要,本文对风荷载采用了 现场实测系数与规范的推荐的计算方法结合的计算方法,分析了风荷载作用下, 结构开洞前后,洞口局部及整体的强度和稳定性问题。同时,本文计算了双曲线 冷却塔的动力特性及地震响应,分析了影响双曲线冷却塔动力特性的主要因素, 探讨了在8度地震区域罕遇地震作用下双曲线冷却塔的地震响应。主要结论包括
以下几个方面:

1.一般情况下,风荷载是双曲线冷却塔的控制荷载,双曲线冷却塔的安全性主 要应考虑强度问题而不是稳定问题,其屈曲极限荷载远大于强度极限载荷; 双曲线冷却塔在环向对风荷载较为敏感,而子午向则可通过高度变化系数加
以考虑。

2.斜支柱顶部与塔筒相接部位是冷却塔的薄弱部位,应力集中效应明显,宜在 设计中通过加强构造措施等,防止节点破坏;喉部是双曲线冷却塔塔筒的薄 弱环节,自重作用下,喉部压应力较之周边增大明显约为50~100%,设计 中,应使之具有适当的厚度,以防止局部屈曲;受风荷载及自重作用下,斜 支柱的应力沿环向分布呈现较大的差异,其比值峰值达到2.20,即;


max/o

min=2.20。

3.在风荷载及自重作用下,塔筒沿主导风向喉部位移最大,顶部次之,而底部 则因塔筒结构的子午线曲率的影响而产生负向位移,其值受曲率影响较大; 4.开设圆形洞口时,对冷却塔的整体的影响较小:但洞口边缘应力集中明显, 应力约是未开洞的2倍左右; 5.洞口应具有~定的高度,以降低塔筒底部刚性环梁附近的整体弯矩效应的影 响,且不宜接近喉部,以防因喉部厚度较小而影响结构的强度及稳定性; 6.当开洞方向与主导风向夹角为90。时,洞口边缘应力集中最小,而沿主导风 向开洞则洞口边缘应力集中最为明显,前者第一、三主应力和Von Mises应 力峰值仅为后者的0.074、O.279和0.028。当开洞方向与主导风向夹角为 45。时,较之90。,次之;其次,则为180。:

西安建筑科技大学硕士学位论文

66

7.双曲线冷却塔的最低自振频率一般为0.5~2Hz范围,本文计算结果表明该 冷却塔的前六阶频率介于1.3274~1.7618Hz之间: 8.在8度及以上抗震设防区域,双曲线冷却塔结构在罕遇地震作用下,塔筒的 水平位移较大,应进行时程分析,重视节点设计,避免基础刚度明显变化。

6.2有待进一步展开的工作
双曲线冷却塔是以承受风荷载为主的高耸空间的薄壳结构,近一个世纪里, 人们对双曲线冷却塔进行了大量的理论计算、现场实测或模型实验的工作,取得 了长足的进步,但还有大量的工程实际与理论问题亟待解决,同时,新建和既建 双曲线冷却塔开洞问题亦亟待展开全面、深入的研究。有待进一步开展的工作主 要有以下几个方面: 1.风工程学的研究是进行冷却塔风振研究的基础性和关键性工作之一; 2.冷却塔在高温、高湿度及化学环境下,混凝土、钢筋材料材料耐久性研究; 3.结构初始缺陷对双曲线冷却塔稳定性的影响: 4.塔筒开洞后,对冷却塔整体强度与稳定性的影响的进一步深入研究:
5.洞口边缘加固方法的研究,及其洞口局部加固对结构整体强度、稳定性的影 响;

6.对高烈度设防地区冷却塔的抗震设计的研究; 7.基础环梁刚度的不均匀对斜支柱力学性能的影响; 8.风荷载作用下双曲线的“群塔效应”现象。

西安建筑科技大学硕士学位论文

67

参考文献
【1]陈惠发,A.F萨里普.土木工程材料的本构方程(第~卷).广州:
华中科技大学出版社,2001.

[2】王勖成.有限单元法.北京:清华大学出版社,

2003.

[3]过镇海.钢筋混凝土原理.北京:清华大学出版社,2001. [4】博弈创作室.APDL参数化有限元分析技术及其应用实例.北京:中国水利
水电出版社,2004.

[5]北京大学固体力学教研室.旋转壳的应力分析.北京:水利电力出版社
(1979) [6】6 [7】

刘新民,韦日演.特种结构分析.北京:国防工业出版社,1995 陈肇元.
社.2003.

土建结构工程的安全性与耐久性.北京:中国建筑工业出版

[8]宋天霞,黄荣生等.钢筋混凝土非线性有限元及其优化设计.广州:华中科技
大学出版社,2002. [9】朱伯芳.有限单元法原理及应用.北京:中国水利水电出版社,1998
[10】

吕西林.钢筋混凝土非线性有限元理论及应用.上海,同济大学出版社,
1988

[11】胡律贤.地震工程学.北京:地震出版社

【12】R.w克拉夫,J.彭津,王光远等译:结构动力学.北京:科学出版社,1981. 【13】宋玉普.多种混凝土材料本构关系和破坏准则.北京:中国水利水电出版社。
2002.

[14】张相庭.工程抗风设计计算手册.北京,中国建筑工业出版社,

1998.

[15]卢文达、蓬静欣.柱支承双曲线冷却塔的有限元解及电算程序.北京:水电 部热工研究所研究报告(1 979) [16】梅占馨离散支承旋转壳的动力分析.固体力学学报,1982,5 【17]张相庭.高耸结构设计规范风荷载研究进展及修订建议.特种结构,1998.3 [18】 张相庭.地貌新分类及在高耸结构抗风分析中的应用研究.特种结构,
1998_3

【19】程怀亮.冷却塔结构设计的若干问题.电力学报, 马咏梅.魏琴

1997,12 1997,4

[20】董庆辉.火电厂冷却塔结构缺陷与优化设计.河北电力技术, [21]

施工偏差对冷却塔塔筒结构性能的影响分析.特种结构,

西安建筑科技大学硕士学位论文
1997,3

68

【22]邓思华.双曲线冷却塔在自重及集中荷载作用下的内力分析.北京建筑工程
学院,1998,6 【23】 董胜宪.
1999,8

吴泾电厂八期工程9000m2冷却塔结构设计探讨.

电力建设,

【24】廖汶,卢文达,刘人怀.双曲线冷却塔结构非线性有限元可靠度分析.
工程力学.1999,2

[25】刘明华.双曲线冷却塔结构优化计算与造型.电力建设,

2000,10.

【26】杨耀峰.考虑地基影响时冷却塔动力特性的试验研究.建筑结构.1997,1 [27】王宝福.利用冷却塔排放烟气.电力建设,1996.6
[28】Mang et.a1.Wind loaded
load,Engrg.Struct.
reinforced
concrete

cooling towers:buckling

or

ultimate

1983.5 2001.

【29】黄本才.结构抗风分析原理及应用.上海:同济大学出版社,

p0]坎米尔?希缪等著,刘尚培,项海帆等译,风对结构的作用——风工程导论.
上海:同济大学出版社,1992. 【31】《构筑物抗震设计规范》(GB 50191.93)。 [32】《钢筋混凝土薄壳结构设计规程》(JGJ/T22.98)。 【33】V Kolousek.Wind
Press,1984
Effects
on

Civil Engineering

Structures[M].ELSEVIER

[34】张相庭.工程结构风荷载理论和抗风计算手册[MI.上海:同济大学,
1990.10

[35】Report

of the Committee of Inquiry into the Collapse of Cooling Towers at
on

Ferrybridge

Monday,1

November

1 965,Central

Electricity

Generating

Broad,H.M.Stationary Office,London,England,1966.

[36】Sun

T.E and zhou

L.M.,”Wind

Pressure Distribution

on a
on

Ribless Hyperbolic wind Engineering,

Coling Tower,”Proceedings 6th Intemational Conference

Gold Coast,Australia,in J.、Mnd

Eng.Ind.Aerodyn.,14(1983),181?182
Current Cooling Design

[37]Niemann
Stresses,”in

H.-J.,"Reliability Natural

of

Methods

for

Wind-Induced
of the 2 nd

Drought

Towers,Proceedings

Intemational

Symposium,Ruhr_bochurn,Germany,EL.Gould,W.B.kratzig,IMungan,and U.Wittek,SpringerVerlag,Berlin,1984.

【38】

Mahendra

RSingh,Ajaya K.Cmpta,“Gust

Factors

for Hyperbolic Cooling

Towers,”Journal of

The Structural Division,ASCE,February 1 976

西安建筑科技大学硕士学位论文 [39】Peter
ECole,John F.Abel,David EBillington,“Buckling of

69

Cooling-Tower

Shells:Bifurcation Results”Journal of

The Structural Division,ASCE,June 1976 of Cooling-Tower

[40】Peter

P.Cole,John

F.Abel,David

RBillington,“Buckling

Shells:State-of-The-Art'’Journal of

The Structural Division,ASCE,June 1976

【41]Richard

D.Larrabee,David P.Billingion,John

F.Abel“Thermal

Loading of

1Kn-Shell Concrete Cooling
December 1 974

Towers,”Journal

of

The Slructural Division,ASCE,

[42】Phillip
of

LGould“Differential settlement of Hyperbolic Cooling Tower,”Journal

The Structural Division,ASCE,October,1975 limits for geometric Journal of imperfections in the Structural

【43】A.Alexandridis,N.J.Gardner,“tolerance
hyperbolic cooling towers”,

Division,ASCE,v01.1 18,No.8,Aug,1992

[44】Robert
shell of

H Scanlan,Norman J Scolleberger“Pressure differences


across

the the

hyperbolic natural?draft cooling tower'’Proceeding of the Forth
0171

International Conference

Whd Effects

on

Building

and
on

Structures. Natural Draft Cooling

【45】Narman J.Sollenberger,“W协d
Tower'’,ASCE

pressure

Sensing

National

Structural

Engineering

Meeting,April,1974,Cincinnati,Ohio

[46】A.K.Gupta,wC.Schnobfich,“Seismic
towers”, ASCE

analysis and design of hyperbolic cooling Structural Engineering

National

Meeting,April,1 974,Cincirmati,Ohio

[47】Mahmoud GHashish,Salman HAbu-Sitta,
towers
to

“response of

hyberbolic

cooling

turbulent

wind’j

Joumal

of

the

Structural

Division,ASCE,

v01.100,No.5,May.1974 [48】
Jlllian A.Dumitrscu,James G.Croll,David flexible RBillington,“cooling towem
on

foundations”
analysis
of cooling towers:a review of

[49]John

F.Abel,Dvid EBillington,“stability

current methods

[50】Stability

analysis ofcooling towers ofcurrent methode Buckling stresses of stiffened hyperboloidal shells,Aug.

[51】lhsan Mungan,
1979 ASCE

[52】Ihsan Mungan,Otten Lehmkamper,“buckling

of stiffened hyperboloidal cooling

towers”,Journal ofthe Structural Division,ASCE,v01.105,No.10,Oct.1979

[53】Peter ECole,John F.Abel,and

David P.Billington

Buckling of cooling-tower

西安建筑科技大学硕士学位论文
shells:State ofthe art April.1974 ASCE

70

[54】Kawarabata
Cooling

Y,Nakae S.,and Harada M.,“Some Aspects of the

Willd

Design of

Towers”,J.Wind Eng.Ind.Aerdyn,14(1 983)1 67~1 80
H.,and

【55】Pr却per

Welsch J,“Wind
ofn

Pressure the

on

Cooling tower

Shells”,in谢nd
Conference,Fort

engineering

Proceedings

Fifth

International
Press,1980

Collins,Co,Tuly

1979,J.E.Cermak(Ed.),Pergamon

[56]Prodyot

K.Basu,Phillip L.Gould,“coling towers using

measured谢nd


data'’,

Journal ofthe Structural Division,ASCE,v01.106,No.3,Mar.1980

【57】Norman

J.Sollenberger,Robert H.Scanlan,Dav.id P.Billington,“wind loading of cooling towers”,Journal of the Structural Division,ASCE,

and response

v01.106,No.3,Mfir.1980 [58】Ihsan
Mungan,“Buckling
stresses

of

stiffened

hyperboloidal

shells”,

Aug.1979,ASCE

[59】

John Armitt,“wind loading

on

cooling towers”,Journal of the

Structural

Division,ASCE,v01.106,No.3,Mar.1980 [60】Hans—J心gen
Structural Niemann,“wind effects
on

cooling—tower shells”,Journal of the

Division,ASCE,v01.106,No.3,Mar.1980
stress

[61】Ihsan Mungan,“buckling Strucmral [62】Ray

state of hyperboloidal shells”,Journal of the

Division,ASCE,v01.102,No.10,Oct.1976

L.Steinmetz,David
response to

P.billington,John
wind’,Journal

F.Abel,‘'hyperbolic cooling towerf the Structural Division,ASCE,

dynamic

of

v01.104,No.1,Jan.1978

[63】Peter

ECole,John F.Abel,David RBillington,“buckling Journal of the Structural

of cooling-tower Division,ASCE,

shells:state-of-the—art'’, v01.101,No.6,June.1975

[64】Peter P.Cole,John
shells:bifurcation

F.Abel,David RBillington,“buckling Journal of the Structural

of cooling-tower Division,ASCE,

results”,

v01.101,No.6,June.1975

[65】Adam

AI-Dabbagh,Ajaya

K.Gupta,“meridional imperfection in cooling tower

design”,Journal ofthe Structural Division,ASCE,v01.105,No.6,June.1979

【66】Salman

H.Abu?Silta,“cooling towers supposed

on

columns”,Journal of the

Structural Division,ASCE,v01.96,No.12,Dec.1970

西安建筑科技大学硕士学位论文

71

致谢
硕士研究生学习即将结束,感谢导师赵冬、陈平教授的悉心教导,使笔者能 够顺利施完成学业。两位导师知识渊博,治学严谨、思想活跃,勇于探索和创新, 对学生教育注重引导和启发,通过实践以期学以致用,使笔者每受教诲时,不仅 丰富了知识,锻炼了能力,而且得到了人格的熏陶:从课题的研究、论文的选题 到论文的撰写过程,都凝聚着两位导师的心血,值此硕士论文完成之际,谨向导 师赵冬、陈平教授表示衷心的感谢和崇高的敬意。

本文的研究,亦得益于西安建筑科技大学力学教研室诸位老师的热心帮助和
指导,朱寅、刘新东等老师的教益令作者获益匪浅,在此,作者谨向他们表示衷

心的感谢。同时还要感谢理学院2002级诸位研究生及同门求学的师兄、师弟和师
妹,三年中是他们给予了作者热心关照和无私帮助,在此,一并致谢。

在近二十年的求学路上,父母无私的爱和关怀给了作者前行的巨大动力,“谁 言寸草心,报得三春晖”,感谢父母含辛茹苦的养育之恩,衷心祝愿父母健康、平
安!

开洞双曲线冷却塔的力学性能研究及设计方法探讨
作者: 学位授予单位: 被引用次数: 张卫喜 西安建筑科技大学 3次

参考文献(66条) 1.A F萨里普.陈惠发 土木工程材料的本构方程 2001 2.王勖成 有限单元法 2003 3.过镇海 钢筋混凝土原理 2001 4.博弈创作室 APDL参数化有限元分析技术及其应用实例 2004 5.北京大学固体力学教研室 旋转壳的应力分析 1979 6.刘新民.韦日演 特种结构分析 1995 7.陈肇元 土建结构工程的安全性与耐久性 2003 8.宋天霞.黄荣生 钢筋混凝土非线性有限元及其优化设计 2002 9.朱伯芳 有限单元法原理及应用 1998 10.吕西林 钢筋混凝土非线性有限元理论及应用 11.胡律贤 地震工程学 1988 12.R W 克拉夫.J 彭津.王光远 结构动力学 1981 13.宋玉普 多种混凝土材料本构关系和破坏准则 2002 14.张相庭 工程抗风设计计算手册 1998 15.卢文达.蓬静欣 柱支承双曲线冷却塔的有限元解及电算程序 1979 16.梅占馨 离散支承旋转壳的动力分析 1982(05) 17.张相庭 高耸结构设计规范风荷载研究进展及修订建议 1998 18.张相庭 地貌新分类及在高耸结构抗风分析中的应用研究 1998(03) 19.程怀亮 冷却塔结构设计的若干问题 1997(12) 20.董庆辉 火电厂冷却塔结构缺陷与优化设计[期刊论文]-河北电力技术 1997(4) 21.马咏梅 魏琴施工偏差对冷却塔塔筒结构性能的影响分析 1997(03) 22.邓思华 双曲线冷却塔在自重及集中荷载作用下的内力分析 1998 23.董胜宪 吴泾电厂八期工程9000m2冷却塔结构设计探讨 1999(08) 24.廖汶.卢文达.刘人怀 双曲线冷却塔结构非线性有限元可靠度分析 1999(02) 25.刘明华 双曲线冷却塔结构优化计算与造型 2000(10) 26.杨耀峰 考虑地基影响时冷却塔动力特性的试验研究 1997(01) 27.王宝福 利用冷却塔排放烟气 1996(06) 28.Mang Wind loaded reinforced concrete cooling towers:buckling or ultimate load 1983(05) 29.黄本才 结构抗风分析原理及应用 2001 30.坎米尔·希缪.刘尚培.项海帆 风对结构的作用——风工程导论 1992 31.GB 50191-1993.构筑物抗震设计规范 32.JGJ/T 22-1998.钢筋混凝土薄壳结构设计规程 33.V Kolousek Wind Effects on Civil Engineering Structures 1984

34.张相庭 工程结构风荷载理论和抗风计算手册 1990 35.Central Electricity Generating Broad Report of the Committee of Inquiry into the Collapse of Cooling Towers at Ferrybridge on Monday 1966 36.Sun T F.zhou L M Wind Pressure Distribution on a Ribless Hyperbolic Coling Tower 1983 37.Niemann H -J Reliability of Current Design Methods for Wind-Induced Stresses 1984 38.Mahendra P Singh.Ajaya K Gupta Gust Factors for Hyperbolic Cooling Towers 1976 39.Peter P Cole.John F Abel.David P Billington Buckling of Cooling-Tower Shells:Bifurcation Results 1976 40.Peter P Cole.John F Abel.David P Billington Buckling of Cooling-Tower Shells:State-of-The-Art 1976 41.Richard D Larrabee.David P Billingion.John F Abel Thermal Loading of Thin-Shell Concrete Cooling Towers 1974 42.Phillip L Gould Differential settlement of Hyperbolic Cooling Tower 1972 43.A Alexandridis.N J Gardner tolerance limits for geometric imperfections in hyperbolic cooling towers 1992(08) 44.Robert H Scanlan.Norman J Scolleberger Pressure differences across the the shell of a hyperbolic natural-draft cooling tower 45.Narman J Sollenberger Wind pressure Sensing on Natural Draft Cooling Tower 1974 46.A K Gupta.W C Schnobrich Seismic analysis and design of hyperbolic cooling towers 1974 47.Mahmoud G Hashish.Salman H Abu-Sitta response of hyberbolic cooling towers to turbulent wind 1974(05) 48.Julian A Dumitrscu.James G Croll.David P Billington cooling towers on flexible foundations 49.John F Abel.Dvid P Billington stability analysis of cooling towers: a review of current methods 50.Stability analysis of cooling towers of current methode 51.Ihsan Mungan Buckling stresses of stiffened hyperboloidal shells 1979 52.Ihsan Mungan.Otten Lehmkamper buckling of stiffened hyperboloidal cooling towers 1979(10) 53.Peter P Cole.John F Abel.David P Billington Buckling of cooling-tower shells: State of the art April 1974 54.Kawarabata Y.Nakae S.Harada M Some Aspects of the Wind Design of Cooling Towers 1983 55.Propper H.Welsch J Wind Pressure on Cooling tower Shells 1980 56.Prodyot K Basu.Phillip L Gould coling towers using measured wind data 1980(03) 57.Norman J Sollenberger.Robert H Scanlan.David P Billington wind loading and response of cooling towers 1980(03) 58.Ihsan Mungan Buckling stresses of stiffened hyperboloidal shells 1979 59.John Armitt wind loading on cooling towers 1980(03) 60.Hans-Jürgen Niemann wind effects on cooling-tower shells 1980(03) 61.Ihsan Mungan buckling stress state of hyperboloidal shells 1976(10) 62.Ray L Steinmetz.David P billington.John F Abel hyperbolic cooling towerf dynamic response to wind

1978(01) 63.Peter P Cole.John F Abel.David P Billington buckling of cooling-tower shells:state-of-the-art 1975(06) 64.Peter P Cole.John F Abel.David P Billington buckling of cooling-tower shells:bifurcation results 1975(06) 65.Adam Al-Dabbagh.Ajaya K Gupta meridional imperfection in cooling tower design 1979(06) 66.Salman H Abu-Sitta cooling towers supported on columns 1970(12)

本文读者也读过(10条) 1. 章库.李卫兵.于湜.ZHANG Ku.LI Wei-bing.YU Shi 冷却塔沉降观测[期刊论文]-包钢科技2007,33(z1) 2. 邴兆磊.郑树莲.邱童.周宏宝.BING Zhao-lei.ZHENG Shu-lian.QIU Tong.ZHOU Hong-bao 双曲线冷却塔施工的技 术要点[期刊论文]-青岛理工大学学报2006,27(5) 3. 周强.李永生.ZHOU Qiang.LI Yong-sheng 冷却塔三维造型系统的参数化研究与实现[期刊论文]-中国制造业信息 化2008,37(1) 4. 刘伟利.蒙智厚 双曲线冷却塔施工工艺及机具技术改进[期刊论文]-内蒙古科技与经济2011(7) 5. 孙双斌 火电厂双曲线冷却塔倒模施工技术探讨[期刊论文]-商品与质量·科学理论2011(2) 6. 郭大本 世界水电开发展望[期刊论文]-黑龙江水专学报2001,28(1) 7. 张光雄.杨军.金波.ZHANG Guang-xiong.YANG Jun.JIN Bo 70m高冷却塔爆破拆除震动测试及分析[期刊论文]-工程 爆破2005,11(4) 8. 曹楚生.Cao Chusheng 水电蓄能运行在促进和发展循环经济中的作用[期刊论文]-中国水利2007(6) 9. 倪桢梁.荆彦婷.冯峻林 循环经济导向下我国水电企业战略的调整[期刊论文]-水利经济2006,24(5) 10. 薛文 火力发电厂超大型双曲冷却塔抗震性能分析[学位论文]2010

引证文献(3条) 1.瞿家林.谢兴博.王希之.徐刚.薛峰松 90m高冷却塔爆破拆除安全防护设计[期刊论文]-爆破 2011(2) 2.宋平平.李琪.李永梅 ANSYS在冷却塔结构计算中的应用[期刊论文]-山西建筑 2009(32) 3.高文乐.葛家才.柳姬.黄博.孔祥洋 国内冷却塔拆除爆破设计综述[期刊论文]-爆破 2012(2)

本文链接:http://d.g.wanfangdata.com.cn/Thesis_Y841589.aspx