圆筒形压力容器论文（精选5篇）
圆筒形压力容器论文 篇1
圆筒形压力容器增强所涉及到的一个极为关键的问题, 便是其中的最佳弹塑性界面半径 (Rc) opt所涉及到的参数确定确定, 该参数的确定对于自增强的具体幅度有着直接的影响。下文主要是以第四强度理论来作为基础, 进而通过对于当量应力ód进行控制的方式, 来针对应当要如何确定最佳弹塑性界面半径 (Rc) opt和自增强所涉及到的最大工作压力, 进行了全面深入的探讨。
1 圆筒形压力容器自增强最佳弹性界面半径的确定
1.1 容器应力确定
在圆筒形压力容器的弹塑性界面之上, 所涉及到的主要残余应力为:
通过操作压力p所引起的具体应力为:
从以上两个公式之中, 能够明显的看出:几个参数分别是作为圆筒形压力容器中所存在的径向、环向、轴向等几个部分的残余应力, MPa;Ri、Rc、Ro则分别作为圆形压力压力中的内半径、弹塑性交界面半径、外半径等几个方面的参数, mm;K为径比, K=Ro/Ri;这几个参数则是作为压力P因素所引起的径向、环向、轴向等几个应力, MPa;、P则是作为容器材料的屈服极限以及操作压力存在, MPa。在合成应力状态之下的, 参与应力与操作应力, 下有:
1.2 圆筒形压力容器当量应力ód的确定
依据第四强度理论, 当量应力ód应为[3]:
上式中:
将上述几式代入式 (4) 得:
1.3 圆筒形压力容器最佳弹塑性界面半径 (Rc) opt的确定
由式 (5) 令得:
由此解得:
由式 (7) 解得的Rc即是圆筒形压力容器最佳弹塑性界面半径 (Rc) opt, 即
通过数学分析可以得知, 在处有, 即当Rc (Rc) opt时, sd为最小, 由此可见 (Rc) opt也就是圆筒形压力容器最佳弹塑性交界面半径。通过式 (7) 或式 (8) , 并不需采取反复试算的措施, 也无需采取电算、图解的方式, 便能够得出最佳弹塑性交界面半径 (Rc) opt。
将由式 (7) 求出的 (Rc) opt代入式 (5) 并令得最大工作压力[p][4]
经自增强处理的圆筒, 由于其器壁内的应力分布得到优化, 因此工程上应以控制sdss≤为条件来确定最大允许工作压力[p], 即在式 (9) 中令ns=1得:
2 结论
(1) 本篇文章严格按照第四强度理论的观点, 来推导出了圆筒形压力容器自增强时最佳弹塑性交界面半径的计算公式 (7) ;通过该式, 便无需反复计算, 即可以确定出 (Rc) opt;同时, 公式明确地反映出了锅炉材料的屈服限Á与与操操作作压压力力pp对对 ( (RRc) ) opt的的影影响响;;可可见见式式 (7) 具有实用价值。 (2) 在针对圆筒形压力容器的自增强处理容器进行处理之后, 本篇文章提出了其中所存在的最大内压力工作模式 (9) , 以及圆筒形压力容器自增强过程中的内压所能够允许的控制条件 (10) , 以期为相关工程的应用提供参考。
摘要：本篇文章主要是将第四强度理论体系作为分析的主要观点, 来对于圆筒形压力容器自增强过程中所涉及到的相关问题进行公式计算;并且通过公式的方式, 来进一步的对于圆筒形压力容器自增强所涉及到的最大允许内压力公式进行了推导, 最终所得出的结果为圆筒形压力容器的自增强最大压力控制条件。本文所使用的相关理论以及公式, 都有着良好的实用性和实用价值。
关键词：圆筒形压力容器,当量应力,自增强,最大工作压力
参考文献
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圆筒形压力容器论文 篇2
1 计算实例及分析
1.1 模型参数
模型参数见表1。
1.2 凹坑种类的选取以及安全评定
根据安全评定,满足G0>0.1的凹坑就要对其进行安全评定,为研究这些凹坑对压力容器疲劳寿命的影响,分别取2X=2Y=85、80、75、70、65 mm,对应于每个2X,取Z=3.8、4.0、4.2、4.4、4.6 mm,对这些凹坑进行疲劳寿命分析。由于它们满足G0>0.1,所以要对其进行安全评定。
根据公式:undefined
undefined′为材料流动应力/MPa,用于非焊缝区凹坑时undefined,
undefined
由undefined
和undefined
知,若我们所取的凹坑中计算出的G0max代入上式中,经计算可满足P≤Pmax,那么在满足G0>0.1的凹坑中,对于小于G0max的凹坑也都满足要求。
根据公式undefined计算出在所取得凹坑中,当2X=85,Z=4.6时可取到G0max,
undefined
将G0max代入(3)得
undefined
把PL代入(3)得:undefined
由于P=3.0 MPa
1.3 应力集中系数
由于凹坑缺陷的存在,在凹坑处必然产生应力集中,根据《应力集中系数》[6]知
undefined
式中:σmax—最大正应力,MPa;
σn—名义正应力,MPa。
对于受内压的圆柱壳体σn=123 MPa,为没有缺陷的情况下外壁处所受的应力值。
1.4 承受轴对称载荷的圆筒形压力容器的有限元模型
为了方便计算,对于凹坑,我们取2X=2Y,并且由于结构的对称性,取1/4进行分析。在MSC.Nastran中,采用2D Solid Plane Strain单元,并且对凹坑处进行网格的局部细分(见图1)。
1.5 疲劳分析
对于疲劳寿命的计算,除了可以使用软件外,《钢制压力容器》[3]中也给出了理论计算的方法,此方法同样是建立在给定的疲劳设计曲线S-N的基础之上的。其主要的步骤如下:
(1) 找出在整个应力循环中,危险点与时间相对应的3个主应力值σ1、σ2、σ3,它包括总体和局部的结构不连续性以及循环中随时间变化的热效应;
(2) 应用最大剪应力理论计算相应的应力,其值为σ1,3=σ1-σ3;
(3) 确定交变应力幅Sundefined=(σ1-σ3)/2;
(4) 确定Sa,其值为undefined,其中E为疲劳设计曲线图中给定的弹性模数,Et为分析中设计温度下的弹性模数;
(5) 利用疲劳设计曲线的表格形式,利用内插法,即使用公式
undefined
计算设计循环次数,其中N是交变应力幅Sa下所求的设计循环次数。Si>Sa>Sj,Si与Sj是循环次数Ni与Nj从上表查得的相应交变应力数值。
根据以上方法,我们便可以得到设计循环次数N′,从而得到不同的凹坑对于压力容器疲劳寿命的影响情况。
1.6 疲劳分析参数
(1) 载荷
载荷为应力比R=0即σmin=0 MPa的脉动循环,而σmax=3.0 MPa。
(2) S-N曲线
在MSC.Fatigue数据库中调出材料16 MnR的S-N曲线见图2。
1.7 计算结果
使用有限元软件MSC.Nastran对含凹坑缺陷的薄壁圆筒进行静力分析后,再利用疲劳分析软件MSC.Fatigue以及理论方法进行疲劳寿命分析,其结果如图3、图4所示。
(1) 2X=85
(2) 2X=80
(3) 2X=75
(4) 2X=70
(5) 2X=65
1.8 数据分析
根据以上表格中的数据,我们利用Excel对其进行回归分析,所得结果如图5～9所示。
回归方程及方差见表2。
2 结论
通过运用有限元软件和疲劳分析软件,对含凹坑缺陷的圆筒形压力容器进行静力分析和疲劳寿命分析,得到了不同长度和深度的凹坑的应力分布情况和疲劳寿命,对所得数据处理后得到以下结论:
(1) 在疲劳寿命1
(2) 在疲劳寿命1
(3) 在疲劳寿命1
(4) 在疲劳寿命1
(5) 根据表格中的数据我们可以看到,在相同的深度,随着2X的增加,应力集中系数和最大主应力都逐渐减小,疲劳寿命处于增大趋势,但是变化却并不明显,即对于凹坑疲劳寿命的主要影响因素为凹坑的深度。
参考文献
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圆筒形压力容器论文 篇3
1《筒规》中对于浅仓和深仓的贮料压力计算公式
《筒规》中浅仓的水平压力计算采用兰金(Rankine)公式,深仓的水平压力计算采用杨森(Janssen)公式。
1.1 贮料顶面以下s(m)处,作用于浅仓仓壁单位面积上的水平压力
贮料顶面以下s(m)处,作用于深仓仓壁单位面积上的水平压力
式中,k为侧压力系数,k=tan2(45°-φ/2);γ为贮料的重力密度,kN/m3,本文按10 kN/m3的煤计算;Ch为深仓贮料水平压力修正系数,按文献[1]取;ρ为筒仓水平净截面的水力半径,对圆形筒仓ρ=Dh/4;μ为贮料与仓壁的摩擦系数,本文按μ=0.55计算;φ为贮料的内摩擦角,本文φ取25°计算;s为贮料顶面至所计算截面的距离,m;文中s见表1~表5;Dh为圆形筒仓的内径,m,本文Dh取12、15、21、30、45m五种。
2 虚位移法贮料压力计算公式
虚位移法是依据能量原理,考虑仓壁摩擦作用,即重力做虚功必等于侧压力做虚功与内摩擦力做虚功之和再加上外摩擦力做的虚功,得到圆形筒仓水平压力的计算公式。关于虚位移法公式的来源见文献[1]。
式中,R为筒仓半径,R=Dh/2。
筒仓尺寸示意图见图1。
3 按以上3种计算方法所得各直径仓在相应高度处的侧压力值(Ph)比较
3种计算方法所得计算结果见表1~表5,相应座标图见图2~图6。
4 计算结构分析及总结
对以上表格和侧压力坐标图经过比较分析可得:
1)虚位移法计算的侧压力值在筒仓高径比不大于0.75时,与按《筒规》浅仓公式计算的结果吻合较好,高径比大于0.75时出现离散。在高径比大于0.75时,文献[1]提出的公式应完善。
2)按照《筒规》深仓计算的侧压力值,在筒仓高径比小于1时明显偏大,其值是其它计算方法的1.2倍~1.4倍以上,按此结果计算的内力设计必将使用更多的材料,故采用深仓公式计算高径比小于1的筒仓是不可取的;但在筒仓高径比接近1~1.5时,其值和按《筒规》浅仓公式计算的结果有逐渐吻合的趋势,考虑到浅仓公式计算时未考虑贮料对仓壁的摩擦荷载,而大直径浅仓的摩擦荷载也是不容忽视的,故《筒规》中提出筒仓高径比等于或接近1.5时按深仓和浅仓贮料压力两种方法计算取大值的方法是值得肯定的。
3)《筒规》浅仓计算的侧压力值,介于其他两种方法计算结果中间。在筒仓高径比大于0.75且小于1时,采用浅仓公式计算的相应高度处侧压力值应该是比较经济和安全可靠的。
4)我们将在具体工程中进行实测,并进行计算机模拟,以便取得较为准确的实测数据,以期为公式的修订提供较好的依据。
摘要：《钢筋混凝土筒仓设计规范》(GB50077-2003)(本文简称《筒规》)对深仓和浅仓侧压力计算采取了两种不同的方法——杨森(Janssen)和兰金(Ranki ne)公式,介于深仓和浅仓之间的筒仓在此处侧压力值出现间断,文章通过几种方法对介于其间的深仓和浅仓筒仓不同高度的仓壁水平侧压力进行分析比较,提出了一些计算建议。
关键词：简仓设计,兰金公式,杨森公式,虚位移法公式
参考文献
圆筒形压力容器论文 篇4
分层流体间的运动主要涉及两种典型的界面不稳定现象:一个是流体间由于密度差和惯性力引起的Rayleigh-Taylor不稳定(Rayleigh-Taylor instability,RTI[1]);另一个是流体的运动速度不同产生相互剪切作用导致的Kelvin-Helmholtz不稳定(Kelvin-Helmholtz instability,KHI).根据封闭容器内旋转流体力学理论,旋转容器内液体流动分为3个阶段:一是液体随着容器开始旋转的旋转加速期(spin-up[2]),二是液体达到稳态旋转的刚性旋转阶段,三是液体随着容器停止旋转的转速下降期(spindown[3]).Wedemeyer[4]在求解起旋过程的解析解时将流场分为边界层流和中心层流,得出了流场中各点速度随时间的变化趋势.但是对于旋转流场两种流体组成的分层流体[5]混合问题,即涉及到非定常的旋转流体流动,又涉及分层流体间的界面不稳定现象,究竟什么机制影响分层流体之间的混合,前人没有研究过.
本文针对圆筒容器内分层流体的旋转混合过程,建立了相应的数学模型,并设计界面混合实验,通过对互溶与不互溶情况下的界面发展过程进行混合机理研究,得出了在旋转条件下对混合影响的关键因素,研究结果将会对提高分层液体混合效果、改进混合机构设计起到促进作用.
1 数学模型
对于具有两种液体的分层流体[6],考虑充有上下两层液体的绕对称轴旋转的圆柱型容器(如图1,半径为R,高度为h).容器绕着对称轴以ω的角速度进行均速转动,开始时容器内流体静止,随着圆柱转动而起旋.在此过程中忽略液体的加速转动期,近似认为边界层流为准稳态流动.加入微观下的控制方程,可以得到混合物的连续方程和动量方程
其中,ρ为液体密度,u为液体速度,v为液体黏度,P为压力,SF为奇异曲面张力,对于互溶液体,考虑到表面张力和毛细作用等细观效应,则需要加上Cahn-Hilliard (CH)方程[7].Cs是第S种组分的体积分数(s=1,2),满足组分方程守恒方程
对于不互溶液体,连续性方程为:▽·u=0,假设液体间的界面为Sf,则在界面处始终有动力学边界条件
其中,σ为液体间的表面张力,k为界面的中曲率矢量,nf为界面曲率的主法相矢量,p1,p2为界面两侧的压力,S为流场的应变率张量.假设界面方程为η,则运动学边界条件为:ηt+(u·▽)η=0,u=(u,v,w),固壁边界条件:Z=h/2时,w=0,u=w.r,u=0;z=0时,w(0,r)=0,u(0,r)=0;r=R时,根据无滑移边界条件,w=0,u=0,v=w·R.
2 旋转实验
基于上述理论,设计分层流体在旋转条件下的实验.互溶实验采用水和乙二醇,并加入罗丹明进行标识(罗丹明能够吸收532nm激光而激发波长约为570nm的荧光);不互溶实验采用水与液体石蜡.
2.1 互溶液体实验
采用PLIF (planar laser induced fluorescence)技术[8,9]对液体进行实验研究,实验装置如图2所示.
圆柱有机玻璃容器的半径为r=4±0.1 cm,高度为h=40±0.1cm,使用离析度对PLIF图像进行分析.离析度(intensity of segregation,IOS)用来描述两物质之间的混合程度,定义为,I'=I—I1,式中IOS为一定空间尺度下的混合物两组分间的离析度,I为所拍摄液体的光强,I1为标定光强,I'为混合物中某微元A的浓度偏离标定光强的程度,I'[2]为I'的标准偏差[10].本文将I1定义为初始状态下的最大光强,最终达到完全混合后的光强应为I1/2,离析度IOS为0.25,且在混合过程中当IOS大于0.25或者小于0.25时,可以表征某离散点上是液体A比较多还是液体B比较多.
实验中将容器设计成上下分层的形状,并在中间加入凹槽便于放置分离液体的弹性橡胶薄膜.采用的转速为480r/min,开始转动的同时利用锥状物将薄膜扎破实现混合.
图3为起旋过程中容器下层液体界面混合情况.在实验过程中,将平面激光通过圆柱容器的中心轴线处,并在图中的白线位置测试光强,由于在0s及0.5s时在该位置还没有发生混合,因此只给出0.833s,1.5s,3.5s和7.8;33s的离析度分布.在混合图中可以看出,容器开始旋转后0.5 s左右液体间的界面形成了一个开口向下的凹面,即表现为两个抛物面的形式,在之后的1s内,抛物面深度迅速增加,在此过程中,界面始终比较清晰,说明并没有发生大量的混合.而在3 s之后,两个抛物面逐渐汇聚,并且抛物面的界面开始模糊,发出的荧光也有所减弱,说明发生了一定程度的混合现象.在对应的离析度分布图中,容器的壁面处离析度最大,在抛物面上的值最小.如在0.833s时刻的离析度分布图中的离析度为0的位置(即图中的波谷位置),表示该位置处的光强达到了标定光强,也即是上层罗丹明水溶液的光强,此时在该位置没有发生任何混合.从其他各个时刻的离析度分布图也可以看出,直到两个抛物面汇聚后也始终存在离析度为0的位置,表明该位置上都是水,同时在容器壁面处离析度都达到了最大值,表明壁面处都是乙二醇.达到刚性旋转后,液体间的界面形状不再发生变化,说明刚性旋转时期的稳定转动对混合的作用较小.
由于乙二醇的黏度比水大,在开始旋转后乙二醇的周向速度始终大于水的周向速度,这个周向速度差在达到刚性旋转的过程中逐渐减小.根据圆柱形容器旋转条件下的速度特点以及无滑移边界条件,周向速度差在壁面处与中心轴线处是不存在的,因此周向速度差的最大值在空间位置上应在半径小于R的同轴圆柱上根据KHI理论[10],速度差将会产生界面的不稳定,因此上层液体进入下层液体的过程中在两侧分别形成一个子抛物面,在达到刚性旋转的过程中两个子抛物面汇聚到一起.实际上形成抛物面的原因主要有两个:一个是容器的旋转产生的离心力对液体的作用,一个是旋转过程中不同液体内部的周向速度差产生的KHI.
在降旋过程中,将罗丹明加入到水中进行液体混合实验.
图4为降旋过程中容器下层液体混合情况.从0s时的混合效果图可以看出,降旋发生之前为刚性旋转过程,界面为抛物面.停止单轴转台的旋转进入降旋过程,抛物面边界发生迅速的抖动并破碎,且从2.833s及5.5s时刻的混合图可以看出上层液体迅速沿着壁面下降,并向容器中心的下层液体冲击,产生了大量的界面不稳定效应.从离析度分布图也可以看出,0s时与前文起旋实验中的分布相同,而进入降旋过程后,在2s,2.166s和2.833s时刻离析度分布发生了不规则的震荡,在20.5s左右离析度逐渐趋近于0.25,说明降旋能够使得圆柱形容器中的两种液体完全混合,降旋过程中的混合源于两种因素:一是降旋初始的界面破碎,二是降旋中后期的液体冲击.
2.2 不互溶液体实验
为了探究机理,并更好地观测界面的发展情况,进行了不互溶液体的实验,工作流体采用水和液体石蜡,转速为480r/min.
图5表明,不互溶液体之间有清晰的界面,且重流体在起旋过程中被Ekman抽吸作用从边界层抽吸至容器中部,直至两种液体周向速度差引起了沿着轴向的KHI,导致液面破碎,甩向圆柱的侧壁面,重流体与轻流体之间的界面也成为一个抛物面,此时起旋过程结束,进入刚性旋转阶段.与互溶情况下的实验相比,达到刚性旋转后液体间的界面都会形成一个开口向上的抛物面,但在起旋阶段具有比较明显的差异,互溶情况下会先形成两个子抛物面,而不互溶的情况则先形成开口向下的抛物面.虽然这两种起旋过程中的现象都是由KHI引起的,都会使界面向周向速度较大的方向发展,但是互溶情况下该方向与重力方向相同,而在不互溶情况下该方向与重力方向相反,因此宏观上即表现为Ekman抽吸的效果.
事实上,虽然液体石蜡的密度较小,但是有较高的黏性,达到刚性旋转需要的起旋时间比黏度较小的水达到刚性旋转需要的时间短.因此在起旋阶段,液体界面边界两侧的流体存在一定的周向速度差(液体石蜡大于水),从而产生KHI.而在降旋过程中产生的KHI总是使周向速度大的液体有进入周向速度小的流体的趋势.
旋转实验表明,不同黏度和密度的分布对降旋有着不同的影响,从而影响着混合效果.当下层重流体的黏度较大时(黏度与密度梯度同向),上层流体沿着壁面下降,对下层流体产生冲击;当上层轻流体的黏度较大时(黏度与密度梯度反向).下层流体沿着壁面上升,对上层流体产生冲击.
3 实验现象的数值分析
根据实验结果,使用Ansys/Fluent软件计算了液体的旋转过程,容器半径为4cm,高度为40cm,转速为480r/min,网格数约为10[6].不互溶液体采用VOF (volumn of fluid)多相流模型,上层液体为液体石蜡,下层液体为水,此时界面处的密度梯度方向与黏度梯度方向相反.为了与真实的实验情况进行对比,在容器上方加入少量空气.图6为旋转过程中的液体界面发展过程,从图中可以看出,在0.8s时下层液体的抽吸高度达到极值,在达到刚性旋转的过程中界面发生扭曲进而破碎,11.2s时进入降旋过程,下层液体开始沿着壁面上升形成对上层液体的冲击.互溶液体采用Mixture多相流模型,上层液体为水,下层液体为乙二醇,此时密度梯度与黏度梯度一致.图7为混合过程示意图,从结果可以看出,在起旋过程中不会发生促进液体混合的界面不稳定,混合单纯依靠液体间的界面扩散,较为缓慢.4.1s时进入降旋过程,界面发生扭曲变形,进而加速了液体混合.
图8为上下两层液体的速度变化曲线图,当上层液体的黏度较大时(图8(a)),对应于不互溶液体旋转实验,轻流体加速比重流体快,在起旋过程中轻流体对重流体具有抽吸效应,而降旋过程中由于重流体减速较慢,从而对轻流体进行冲击.当下层液体的黏度较大时(图8(b)),对应于互溶液体起旋过程实验情况,重流体加速较快,起旋过程中不会形成抽吸效应;而在降旋过程中,轻流体速度比重流体大,从而冲击重流体,形成不稳定现象.这个结果进一步揭示了旋转圆筒内分层液体的混合机理.
4结论
本文工作得出如下结论:
(1)分层液体在起旋过程中,液体间会发生由KHI引起的界面不稳定.而达到刚性旋转后界面基本不发生变化,混合主要依靠界面处的扩散效应,速度较为缓慢;
(2)液体间的密度梯度方向和黏度梯度方向决定了起旋过程中的作用大小,当二者同向时,起旋过程不会发生剧烈混合(依靠扩散效应的缓慢混合),当二者反向时,凸起结构的破碎所引起的界面不稳定促进混合的发生.
(3)降旋过程中,当密度梯度与黏度梯度同向时,上层流体沿着壁面下降冲击下层流体,反相时,下层流体沿着壁面上升冲击上层流体.两种情况能够促使液体界面之间产生不稳定,成为可以利用的界面破碎效应,促进液体的混合.
参考文献
[1]秦承森,王裴,张凤国.可压缩流体的Rayleigh-Taylor和Kelvin-Helmholtz不稳定性.力学学报,2004,36(6):655-663
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[8]邱翔,黄永祥,周全等.分层湍流实验平台及在创新教学实践中的应用.力学与实践,2015,37(1):133-138
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圆筒形压力容器论文 篇5
1 实验物理模型设计
物理模型结构尺寸的设计以如意岛原型海堤按比例缩小后的尺寸值为基准, 按照重力相似准则和动力相似准则进行调整设计。海堤基底坡度为1∶2, 采用层厚为71.4mm重量为3.5g~4.5g护底块石与层厚为13.4mm的碎石垫层。沉箱式圆筒壁厚10mm, 圆筒高460mm, 圆筒直径为400mm。连接件圆弧直径为104mm, 壁厚10mm。大直径圆筒式沉箱结构上部设置挡浪胸墙。采用人工块体和碎石提升挡浪和消浪效果, 挡浪胸墙采用后置型式, 既可减弱波浪对胸墙的作用力也可减小越浪量。
2 模型实验
传感器测点排布方式的选择。利用圆筒结构的对称原理, 在圆柱式沉箱模型外表面上的危险截面位置布置。
实验设计要素的取定。根据如意岛处常年风浪观测资料, 确定实验设计波要素为设计高水位时, 潮位为4.2m, 水深40m, H13%分别为5.95m、4.9m、3.85m、2.8m。实验所得数据通过dj800数据采集系统进行采集。
3 实验数据处理与分析
数据处理。每组设计波要素 (水深, 波高, 周期) 产生一组海堤堤面各测点的波高和波压力实验记录数据, 每个测点每次测得20000组数值。
利用MATLAB编制程序绘制出25个测点各自的波压力历史过程曲线, 并求得该组数据的H1%和P1%, 作为各点的特征值进行记录。由每一列上测点记录的特征波压力值, 绘制该列上的波压力分布图, 从压力分布图中取得自由表面处波压力值Ps和墙底处波压力值Pb, 作为实测值进行记录。
数据分析。由《海港水文规范》取设计高水位的设计波要素数据进行处理分析。所得压力分布点分布趋势符合折线型分布趋势。在该模型试验中, 认为来波为近破波。《海港水文规范》推荐使用大连理工大学公式作为直立堤在不规则波波浪力作用下的计算方法, 但工程实践证明该公式得出的不规则波波浪力计算结果不符合实际情况。而国际上大多采用Goda公式进行计算。Goda公式考虑了海浪谱特性及其在浅水区变形及破碎的变化, 可以计算自未破碎到破碎的各种波态波浪压力, 具有较广泛的适用性和相对准确性。本次试验, 通过实测资料数据验证Goda公式在三维圆柱面大直径圆筒沉箱海堤波浪力计算中的应用, 得出结果如下:
式中:H———设计波高 (m) ;
Ps———静水面处的波浪压力 (k Pa) ;
γ0———海水重度 (k N/m3) ;
Pb———圆筒墙底面处的波浪压力 (k Pa) ;
β———波向与防波堤法向间的夹角 (β°) ;
d1——圆筒墙底面以上水深 (m) ;
d———堤前水深 (m) 。
记录设计高水位时公式计算所得的Ps、Pb与实测自由表面处的Ps、Pb一起记录入表格:
由表知说明大直径圆筒表面波压力Goda公式符合实际, 有较好的应用价值。
4 大直径圆筒沉箱海堤与直立堤表面波压力值比较
求出相同设计情况的直立海堤时自由表面处波压力值Ps和墙底处波压力值Pb值, 并与大直径圆筒墙Goda公式计算结果比较, 可知大直径圆筒墙堤身所受波浪总压力较小, 其挡浪、消浪效果更好。
5 结论
利用有效实验数据, 拟合得大直径圆筒沉箱式海堤波浪力Goda公式, 但是其适用范围和公式精度仍有不足。
1) 由于大直径圆筒结构的周围波浪场比较复杂, 存在入射波、反射波、绕射波及其他叠加波场。此外, 圆筒结构尺寸对计算结果影响颇大, 例如基底肩宽的影响。所以修改过的Goda公式精度有限。
2) 大直径圆筒表面波浪力分布为折线型, 与实际不符, 因此此种压力分布线有待改进。
大直径圆筒结构相比传统形式的海堤, 在施工工艺, 结构形式和适用范围上具有巨大的优势, 尤其在淤泥质河口、海岸的海堤建设中拥有不可代替性。在未来, 通过更多的实验研究, 比较不同海况条件下与波浪作用关系, 可以深入认识波浪压力分布情况和推求更高精度的波压力计算公式, 设计出更加合理的大直径圆筒结构, 则大直径圆筒结构海堤在港工工程以及其他海岸工程中将有更大的发展和应用前景。
摘要：大直径圆筒式沉箱海堤采用无底、无隔墙的曲壳结构形式, 质轻, 对地基承载力要求低, 适用性好, 施工便捷, 工期短, 经济环保, 与传统直立墙相比, 挡浪、消浪效果优异, 绿色经济。通过对Goda公式进行修改和修正, 得出适用于该大圆筒沉箱直立海堤的波浪力计算公式, 具有一定的工程指导意义。
关键词：圆桶式沉箱海堤,Goda公式,环保
参考文献
[1]韩理安.港口水工建筑物 (第二版) .人民交通出版社, 2008.
[2]合田良实.港口建筑物的防浪设计.海洋出版社, 1982.