间接空冷塔加肋设计

丛培江，聂冠松，李敬生，宋良华

(东北电力设计院，长春市，130021)

0 引言

间接空冷塔(以下简称间冷塔)由于具有节水的特点，运行费用比直接空冷塔低，近年来在缺水地区的电厂已得到广泛应用。但是与同等容量机组的湿冷塔相比，间冷塔塔体规模、设计难度和风险较大。风荷载是间冷塔承受的主要荷载，在塔筒外表面加肋，可以大大降低由风压引起的塔筒、支柱及环基内力。为保证间冷塔结构的安全性，需要对间冷塔塔筒加肋技术进行专门研究，为间冷塔的结构设计提供理论依据。郭维胜在《通风筒的加肋技术》［1］中，对国内外的塔筒加肋现状进行了详细的调查研究，指出自然通风冷却塔的加肋技术在国际上已经普遍应用，加肋技术成熟、可靠，施工难度不大，可以在国内大力推行。蔡晓明［2］、崔虹等［3］从施工的角度，对自然通风冷却塔的加肋技术进行了详细阐述。国内已经建成的加肋间冷塔较少，山西阳城电厂二期工程的间冷塔采用的是加肋技术，目前该塔运行良好。

本文运用ANSYS软件对间冷塔结构进行整体有限元分析，并根据Q/DG1-S012—2011《超大型冷却塔设计导则》［4］中的风压分布公式，对加肋与无肋2种结构形式进行数值模拟。结合工程实例，分析了加肋对塔筒、支柱及环基的影响，总结了间冷塔采用加肋技术后其结构的受力特性。

1 加强肋与塔筒的风压分布曲线

1.1 加强肋的结构形式

根据《超大型冷却塔设计导则》，塔筒加强肋的布置及结构形式如图1所示。图中aR和hR为1/3塔筒高度处的平均肋间距和平均肋高，m，一般aR应不大于塔筒平均周长的1/50，可取1/3塔高处的周长;a为肋的宽度，m;m为0.2～0.5。

图1 子午向肋条布置及肋条截面Fig.1 Layout and section for meridian rib

1.2 塔筒设计风压及风压分布系数

冷却塔表面的等效风载 w(z，θ)按下式计算［5-6］:

式中:w0为基本风压，kPa;CP(θ)为平均风压沿环向分布系数;μz为风压沿高度分布系数;β为风振系数。

1.2.1 无肋塔风压系数

风压分布系数ak的取值为: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 加肋塔风压系数

(1)ACI 334加肋塔风压分布曲线。根据《超大型冷却塔设计导则》，风压分布系数ak的取值为: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)尼曼风压分布曲线。根据《超大型冷却塔设计导则》，尼曼风压分布曲线选用参见表1，风压分布系数ak的取值参见表2。

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2 加肋与无肋间冷塔的结构受力特性

2.1 工程概况

某工程间冷塔设计基本风压为0.81 kN/m2，30年一遇极端最低设计气温为 －36.6℃。塔高为161.00 m，进风口高度为 29.50 m，壳底直径为131.52 m，喉部直径为99.60 m，壳顶径为103.64 m，壳顶倾角为5.0°，壳底倾角为16.0°。子午向加强肋共60条，aR取1/3塔高处周长的1/60，为5.738 m，hR/aR为0.026，对应的尼曼曲线为K1.0。塔筒几何尺寸及加强肋截面尺寸如图2、3所示。

2.2 有限元模型［7-8］

应用通用有限元分析软件ANSYS对冷却塔的壳体、支柱、环基等进行有限元分析［7-11］。支柱采用BEAM188梁单元模拟;壳体采用SHELL63壳单元模拟;环基采用BEAM188梁单元模拟。有限元模型如图4所示。

2.3 结构受力特性

2.3.1 塔筒受力特性

塔筒设计风压分布曲线，分别采用无肋风压分布曲线(A型)、ACI 334加肋风压分布曲线(B型)、K1.0尼曼曲线(C型)。以0°、72°子午向壳单元为例，分析风荷载引起的间冷塔壳体内力分布规律如图5所示。

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

图5 壳体内力分布规律Fig.5 Internal force distribution of tower cylinder

由图5可知，采用加肋技术，风压引起的间冷塔壳体内力均有不同程度的减小，特别是在K1.0尼曼曲线加肋情况下，有较大程度的减小。经计算分析，0°子午向壳单元内力平均减小20%，72°子午向壳单元内力平均减小40%。

2.3.2 X支柱受力特性

通过对3种风压分布曲线的计算，X支柱内力极值比较见表3，内力分布规律如图6所示。

表3 X柱内力极值比较Tab.3 Extremum comparison of internal force for X column

通过以上数据可知，相对于无肋型塔，加肋型塔的X柱内力大部分有不同程度的减小，特别是在满足K1.0尼曼曲线加肋情况下，X柱内力极值减小较多。

图6 X支柱内力分布规律Fig.6 Internal force distribution of X column

2.3.3 环基受力特性分析

通过对3种风压分布曲线的计算，环基内力极值比较如表4所示。

表4 环基内力极值比较Tab.4 Extremum comparison of internal force for circular foundation

通过以上数据可知，相对于无肋型塔，加肋型塔的环基内力均有不同程度的减小，特别是在满足K1.0尼曼曲线加肋情况下，环基内力极值减小较多。

2.4 局部稳定性分析

塔筒设计风压分布曲线分别采用无肋风压分布曲线、ACI 334加肋风压分布曲线、K1.0尼曼曲线。最小局部屈曲稳定系数见表5。

表5 最小局部屈曲稳定系数Tab.5 Minimum stability coefficient of local buckling

由表5可知，相对于无肋型塔，塔加肋后最小局部稳定性系数略有提高，特别是在满足K1.0尼曼曲线加肋情况下，局部屈曲稳定系数提高较多。

3 结论

(1)通过比较分析塔筒内力可知，相对于无肋塔，塔筒加肋后内力有所减小，特别是在满足K1.0尼曼曲线加肋情况下，内力有较大程度的减小。主要原因是，在塔筒外表面加肋，可以增加其表面的粗糙度，有效降低风压分布的影响，从而减小塔筒、支柱及环基的内力。

(2)通过比较分析X支柱与环基内力可知，相对于无肋塔，塔筒加肋后内力有所减小，特别是在满足K1.0尼曼曲线加肋情况下，内力极值有较大程度的减小。在间冷塔设计时，风荷载的组合系数取1.4，在满足K1.0尼曼曲线加肋情况下，相对于无肋塔，风压引起的塔体内力将减小更多。

(3)通过比较分析局部稳定性可知，相对于无肋塔，塔筒加肋后最小局部稳定性系数略有提高，特别是在满足K1.0尼曼曲线加肋情况下，局部屈曲稳定系数提高较多。

(4)塔筒加肋后，塔筒、X支柱、环基的内力均有不同程度的减小，虽然施工难度有所增加，但能够提高塔的结构安全性并节省钢筋用量。因此，在进行超大型间冷塔施工图设计时应推广使用加肋技术。

［1］郭维胜.通风筒的加肋技术［M］.北京:中国电力出版社，2009.

［2］蔡晓明.带肋空冷塔上部结构的施工方法分析［J］.山西电力，2008(5):21-23.

［3］崔虹，孙成江.国内最大空冷塔的带肋筒壁施工［J］.武汉大学学报:工学版，2007，40(S1):105-110.

［4］Q/DG1-S012—2011超大型冷却塔设计导则［S］.北京:中国电力出版社，2011.

［5］GB 50009—2001建筑结构荷载规范［S］.北京:中国建筑工业出版社，2002.

［6］GB 50010—2002混凝土结构设计规范［S］.北京:中国建筑工业出版社，2002.

［7］朱伯芳.有限单元法原理与应用［M］.北京:中国水利水电出版社，2004.

［8］叶先磊，史亚杰.ANSYS工程分析软件应用实例［M］.北京:清华大学出版社，2003.

［9］卢文达，顾皓中.带有环向肋的双曲冷却塔的线性稳定分析［J］.应用数学和力学，1989(7):559-567.

［10］李龙元，卢文达.加肋双曲冷却塔的非线性稳定分析［J］.应用数学和力学，1989(2):105-110.

［11］北京大学固体力学研究室.旋转壳体的应力分析［M］.北京:中国水利水电出版社，1979.