基于ANSYS二次开发冷却塔施工全过程风致极限承载性能研究

杜凌云, 柯世堂

(南京航空航天大学 土木工程系，南京　210016)



基于ANSYS二次开发冷却塔施工全过程风致极限承载性能研究

杜凌云, 柯世堂

(南京航空航天大学 土木工程系，南京210016)

为研究施工全过程中冷却塔风致强度和稳定极限承载性能，首先基于UIDL和APDL对ANSYS进行相应功能的界面化模块二次开发，在此基础上进行智能化有限元建模，通过分别施加规范与风洞试验风荷载，进行施工全过程中冷却塔强度及屈曲失稳极限承载能力计算，且考虑对比了混凝土龄期变化对屈曲稳定性的影响。结果表明：临界风速在冷却塔施工初始阶段迅速降低后渐趋平稳，整体风致强度极限承载能力要显著大于屈曲失稳极限承载能力，计入龄期变化后冷却塔屈曲模态与不计时相似，但临界风速相对减小；对比各施工阶段不同工况下的两种承载能力发现最小临界风速为100.7 m/s，远大于当地50年一遇最大设计风速29.7 m/s。算例分析表明本文二次开发的冷却塔结构智能化分析模块实用高效，实现了冷却塔施工全过程极限承载能力有限元分析的参数化和可视化。

大型冷却塔;二次开发;施工全过程;屈曲失稳;极限承载性能

大型双曲冷却塔[1-3]是火/核电厂重要构筑物之一，属于典型的高耸薄壁结构，其自振频率低且分布密集，模态耦合性强，风荷载是结构设计的主要控制荷载之一[4-5]，在风荷载作用下塔筒的极限承载力和稳定性能研究具有重要的工程价值。国内外学者很早就开展了对运行中冷却塔稳定性及极限承载力的研究工作，文献[6]采用Abaqus软件分析了大型双曲冷却塔结构的强度和稳定性；文献[7]研究了初始缺陷对冷却塔结构极限承载力的影响；文献[8]探讨了开孔对排烟冷却塔强度和稳定性的影响；文献[9]借助Staad有限元软件对施工过程中冷却塔的整体稳定性能进行了分析。已有研究成果为大型冷却塔的结构设计提供了一定的参考依据，但针对施工全过程中冷却塔的稳定和强度极限承载性能进行系统分析的工作较少，考虑到施工过程中混凝土的强度和弹性模量随时间逐步增长，随施工高度及淋水面积的逐渐增大，在自重及风载作用下通风筒的极限承载能力是否满足要求值得进行深入研究，以控制冷却塔的施工进度[10]。

鉴于此，本文首先基于UIDL和APDL对ANSYS有限元软件进行中文界面智能化二次开发，以某大型双曲冷却塔为例，采用自行研发的冷却塔结构分析模块建立参数化实体模型，针对多种组合工况在不同施工高度下对冷却塔施加风荷载，分别采用逐级加载法及屈曲系数法对施工全过程中的强度极限承载能力和屈曲失稳极限承载能力进行分析，并考虑对比了混凝土龄期变化对屈曲稳定性的影响。最终综合比选了不同工况下冷却塔施工全过程的临界风速，为施工状态下冷却塔的抗风稳定和安全性能提供参考依据。

1　ANSYS二次开发

ANSYS作为一种大型通用有限元分析软件，在界面中直接建立复杂的几何模型时操作繁琐、建模效率低且不易修改和掌握，但由于ANSYS具有良好的开放性和可定制性，为多种语言的二次开发提供接口。其中，APDL作为ANSYS的专用解释型语言之一，用来完成有限元常规分析操作或通过参数化变量方式建立分析模型[11]，可实现智能化的有限元分析过程，满足用户对重复性设计分析的需要，其分析功能强大，但文件方式不直观、可视化程度差，仅能开发出简单的界面。UIDL是ANSYS专门为用户提供编写或改造图形界面的设计语言，允许用户灵活改变GUI的组件，实现自己的个性菜单定制，进而完成主菜单系统及菜单项、对话框及联机帮助系统三种图形界面的设计，是进行ANSYS二次开发强有力的工具[12]，其控制GUI图形界面的开发，但不能实现复杂问题的建模和分析。故用户可结合自身的需要，基于APDL和UIDL两种设计语言针对特定专业问题在标准ANSYS版本上进行修改编制和功能补充，开发出具有行业特点、操作简单、易用高效、界面友好的专用有限元程序模块。

鉴于此，本文结合APDL和UIDL语言进行ANSYS二次开发，并应用于大型双曲冷却塔有限元结构分析，在UIDL开发过程中嵌入APDL程序，对复杂的建模、计算、处理过程进行封装，将有限元建模过程及结构抗风分析等功能加入主菜单，开发出正确、实用且汉化版的冷却塔程序模块，以便于用户和程序的交互，使非专业的有限元分析人员也可通过输入简单的参数，实现大型双曲冷却塔参数化、可视化的建模及分析。二次开发主要步骤如下：

(1) 建立MYMENU.GRN菜单控制文件和MYFUNC.GRN对话框控制文件；

(2) 在menulist120.ans添加“当前工作路径MYMENU.GRN”和“当前工作路径MYFUNC.GRN”指向命令；

(3) 在控制文件构造块尾部前添加Cmd_Filename命令即可实现对APDL程序的调用，将菜单控制文件保存为ASIN格式，对话框控制文件保存为UTF-8格式，可实现菜单与对话框的汉化；

(4) 将三者放置于当前工作目录下，启动ANSYS自动调用安装目录的uidl文件夹中的menulist120.ans文件，并据此运行其指向的UIDL控制文件，实现自定义的GUI界面，主菜单显示及部分参数对话框如图1和2所示。

图1　模块主菜单示意图Fig.1 The diagram of main menu

图2　支柱参数对话框Fig.2 The dialog box of columns’ parameters

2　工程概况

该工程冷却塔为大型双曲间冷塔，塔高180 m，喉部相对标高158.4 m，进风口标高27.5 m，塔顶中面直径103.48 m，喉部中面直径102 m，底部直径163.74 m，塔筒采用C40现浇钢筋混凝土，壳体最大厚度为2.45 m，最小厚度为0.35 m，由40对矩形截面的X型支柱将风筒与环板基础连接，支柱采用C45混凝土，截面长2 m，宽1.2 m，环板基础采用C35混凝土，宽12 m，厚2 m。冷却塔主要结构尺寸如图3所示。

图3　冷却塔立面示意图(m)Fig.3 The elevation diagram b of cooling tower(m)

塔筒采用SHELL63单元建模，下部与支柱通过节点自由度耦合连接，支柱和环基采用BEAM188单元，二者通过刚域连接。采用自行研发的冷却塔智能化模块建模并进行加载分析，建模、加载、后处理对话框分别如图4～6所示。

图4　有限元模型建立对话框Fig.4 The dialog box of finite element model’s establishment

图5　施加风荷载参数对话框Fig.5 The dialog box of applying wind load’s parameters

图6　位移云图对话框Fig.6 The dialog box of the displacement contour

3　施工全过程极限承载性能分析

冷却塔属于钢筋混凝土结构，本文采用最广泛使用的线弹性理论本构模型和双轴荷载下的修正摩尔-库伦破坏准则进行承载力分析。表面风荷载采用风洞试验获得的最不利风向角下风压系数和规范对称风压两种分布模式，内压系数取为-0.5。鉴于本文的研究目的，该冷却塔风洞试验和最不利风压系数分布详见文献[13]。风振系数采用风洞试验和风振动力计算得到的冷却塔子午向不同高度的平均风振系数，图7给出了冷却塔风振系数沿子午向高度分布曲线。本文分四种组合工况进行施工全过程冷却塔极限承载能力计算：工况1为规范对称风压计入内吸力、工况2为风洞试验风压计入内吸力、工况3为规范对称风压不计内吸力、工况4为风洞试验风压不计内吸力。

图7　冷却塔层平均风振系数沿子午向高度分布曲线Fig.7 The distribution curve of layer average wind vibration coefficient along meridian height for cooling tower

3.1强度极限承载能力

3.1.1逐级加载法说明

以10 m高度处29.7 m/s的初始设计风速作为基本风速逐级施加风荷载，加载步长为1～10 m/s。风速增大至一定值时，冷却塔筒壁局部区域混凝土产生拉伸破坏退出工作，此时钢筋受拉，随着风速进一步增大，冷却塔混凝土筒壁受压区接近极限受力状态，此时径向位移迅速增大[14]。

3.1.2冷却塔整体强度极限承载能力

为了比较不同风压类型、计入内压效应与否对冷却塔极限承载能力的影响，图8给出了四种工况下冷却塔塔筒最大径向位移、位移梯度及出现位置随基本风速变化曲线。

对比分析得出：① 随着基本风速的递增，四种工况下塔筒最大径向位移均迅速增加；② 在风速递增初始阶段内压效应并不明显，但随着风速的进一步增大，内压效应逐渐突出，此时不计内吸力相比计入内吸力的径向位移稍小；③ 规范风压与风洞试验最不利风压的径向位移相差不大，后者比前者略小5.35%左右；④ 冷却塔的极限承载能力工况三最大，工况四次之，工况一较小，工况二最小，综合四种工况可知该冷却塔的临界风速为143 m/s，远大于当地50年一遇基本风速29.7 m/s；⑤ 随计算风速不断增大，按规范风压计算塔筒的最大径向位移出现位置较风洞试验计算的低，且前者随风速呈降低趋势，后者反之；当采用规范对称风压进行加载时最大位移出现位置计入内吸力相比不计内吸力较低，当采用风洞试验最不利风压进行加载时，计入内吸力最大位移出现的位置则高于不计内吸力，原因是规范风压呈对称分布，而风洞最不利风压考虑了群塔效应，改变了表面风压的分布模式，故同等情况下计入内吸力与否对塔筒径向位移分布造成很大的差异。

图8　冷却塔强度极限承载状态(施工模板层数为120)Fig.8 Cooling tower’s ultimate bearing state(construction template is 120)

3.1.3施工全过程冷却塔强度极限承载能力

建立不同施工高度冷却塔模型，按上述加载方法计算施工全过程冷却塔的临界风速并进行对比分析，通过设置施工模板数为20、40、60、80、100、120层实现施工高度的递增。图9给出四种工况下施工全过程中冷却塔的极限承载状态。

图9　施工全过程中冷却塔强度极限承载状态Fig.9 Strength ultimate bearing state in construction process

图中结果表明：① 随着施工模板数递增，冷却塔的临界风速迅速降低，施工模板数达到40层后，临界风速下降速率减缓； ② 初期施工阶段工况四极限承载能力最大，后期施工阶段工况四与工况三极限承载能力相当；③ 综合四种工况和不同施工高度下冷却塔的临界风速，可知该冷却塔在整个施工过程中的最小强度极限临界风速为143 m/s左右，远大于当地基本设计风速。

表1给出了工况二施工全过程中冷却塔的极限承载状态，对比发现： ① 不同施工阶段最大径向位移出现位置沿环向基本不变，沿子午向逐渐上升；② 临界风速随模板数递增逐渐减小，径向最大位移逐渐增大，最大值为2.272 m，当基本风速超过临界风速，冷却塔将达到极限承载状态，继而发生倒塌。

表1　工况二施工全过程中冷却塔极限承载状态

3.2屈曲失稳极限承载能力

3.2.1屈曲系数法说明

建立不同施工高度冷却塔模型，对其施加不同组合工况荷载然后进行屈曲分析，获取该工况下冷却塔整体失稳的屈曲系数，进而获得对应施工高度下冷却塔的极限承载能力即临界风速。本节将不考虑混凝土龄期变化和考虑混凝土龄期变化两者进行对比研究。混凝土弹性模量随龄期变化关系为：

(1)

式中：Ec(t)和Ec分别为龄期t天和28天时塔筒C40的弹性模量；βt为系数，s取决于水泥种类，普通和快硬水泥取0.25；t为混凝土龄期(d)。

3.2.2自重+表面风荷载作用

不考虑内吸力在重力和表面风荷载作用下计算不同高度冷却塔的屈曲失稳极限承载能力，屈曲荷载组合为G+λW(G表示自重，W表示风荷载，λ表示屈曲系数)。表2给出了施工全过程中按风洞试验和规范风荷载作用下冷却塔屈曲失稳极限承载能力。

对比分析发现：① 随着施工高度的上升，临界风速逐渐减小；② 当该冷却塔施工成型时最小临界风速为110.70 m/s远大于当地50年一遇最大基本风速29.7 m/s；③ 对比两种风荷载作用结果可知不同施工状态下二者临界风速相近，从而验证了规范[15]中对双曲冷却塔平均风压分布系数的规定的合理性与正确性；④ 对比可发现计入龄期变化后屈曲模态与不计时相似，但由于上部混凝土相对较薄弱，故屈曲系数低于不计入龄期变化的冷却塔的屈曲系数，且随施工模板数的增加，屈曲系数降低量减少。

表2　风与自重作用下施工全过程冷却塔屈曲极限承载能力

3.2.3自重+表面风荷载+内吸力作用

在重力、表面风荷载及内吸力共同作用下计算了不同高度冷却塔的屈曲失稳极限承载能力，图10给出冷却塔的临界风速随施工模板层数递增变化曲线。

对比研究发现：① 四种工况下冷却塔的临界风速均随施工高度的增加而减小，计入龄期变化时施加风洞风荷载且计入内吸力的屈曲失稳临界风速最小，为100.7 m/s，远大于当地基本风速29.7 m/s；② 规范风荷载和风洞试验风荷载作用下的屈曲失稳临界风速极为接近，计入混凝土弹性模量随施工龄期变化时的临界风速小于不计龄期变化的临界风速；③ 在某一特定施工高度下，内吸力的计入使冷却塔的计算临界风速减小，因为内吸力的存在对冷却塔的稳定性起着不利的影响，使塔体在较低的风速下更易发生屈曲失稳达到极限承载状态。

图10　冷却塔临界风速随施工高度变化图Fig.10 Critical wind velocity of different construction height for cooling tower

4　结　论

针对冷却塔极限承载力问题，进行了基于APDL和UIDL语言的ANSYS二次开发，采用逐级加载法和屈曲系数法对某大型冷却塔施工全过程中强度和稳定极限承载性能进行了对比研究，主要结论如下：

(1) 实例计算表明本文研发的冷却塔结构分析智能化模块能够很好地应用于实际工程，实现了冷却塔有限元分析的参数化和可视化，大大提高了用户的可接受程度和分析效率；

(2) 随着施工高度的逐渐增大，冷却塔极限承载能力迅速降低，按规范风压计算的极限承载能力相比按风洞试验最不利风压计算的结果较小；内压效应对极限承载性能的影响并不突出，冷却塔计入内压时的计算结果比不计内压时略小；计入混凝土弹性模量随施工龄期变化时的屈曲失稳临界风速小于不计龄期变化的临界风速，但二者屈曲模态相似；

(3) 冷却塔屈曲失稳临界风速小于强度破坏临界风速，故在施工过程中，若风速能够达到最小临界风速，冷却塔首先进入屈曲失稳极限状态，风速进一步增大筒壁受压区接近极限受力状态，冷却塔达到强度极限承载能力；

(4) 针对本文实际工程，在不考虑施工荷载的前提下，综合计入内吸力与否两种状态的各施工阶段四种工况下的强度及失稳承载能力计算结果，大型冷却塔的最小临界风速为100.7 m/s左右，远大于当地50年一遇最大风速29.7 m/s。

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Wind-induced limit bearing capacity in the whole construction process for a cooling tower based on ANSYS secondary development

DU Lingyun, KE Shitang

(Department of Civil Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China)

In order to investigate wind-induced limit bearing capacity of strength and stability in the whole construction process for a cooling tower. ANSYS secondary development of corresponding function interface module by using UIDL and APDL was conducted, based on which an intelligent finite element model was built. Wind tunnel and standard wind load were imposed on it. Wind-induced limit bearing capacity of strength and bulking instability in the whole construction process was calculated. The effects of concrete age change on buckling stability were then compared. It is founded that the critical wind speed of the cooling tower decreases rapidly in the initial stage of construction, and then gradually becomes smooth. Wind-induced limit bearing capacity of strength is larger than the wind-induced limit bearing capacity of bulking instability. With including concrete age change, the buckling mode is similar to the result without considering concrete age change, but the critical wind speed decreases. The overall minimum critical wind speed is 100.7m/s, far more than the maximum, wind speed of fifty years in the local(29.7 m/s). The results demonstrate that the cooling tower structure intelligent analysis module of secondary development is practical and efficient. Parametric and visual finite-element analysis of limit bearing capacity in the whole construction process for the cooling tower has been realized.

large cooling tower; secondary development; whole construction process; buckling instability; ultimate bearing capacity

国家自然科学基金(51208254);中国博士后科学基金(2013M530255;1202006B)

2015-04-07修改稿收到日期：2015-09-06

杜凌云 女，硕士生，1993年生

柯世堂 男，博士，副教授，国家一级注册结构师，1982年生E-mail:keshitang@163.com

TU279.7+41

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.16.027