超大型冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)荷載風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究

鄒云峰，何旭輝，*，陳政清，牛華偉

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410075;2.高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙 410075; 3.湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心，湖南長(zhǎng)沙 410082)

超大型冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)荷載風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究

鄒云峰1，2，何旭輝1，2，*，陳政清3，牛華偉3

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410075;2.高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙 410075; 3.湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心，湖南長(zhǎng)沙 410082)

通過(guò)剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬，對(duì)某擬建220m高冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)荷載進(jìn)行研究，并考慮了擋風(fēng)板、填料層透風(fēng)率等參數(shù)對(duì)內(nèi)壓的影響。研究表明:剛性模型試驗(yàn)忽略模擬外表面幾何相似及實(shí)塔運(yùn)行過(guò)程中產(chǎn)生的向上抽力對(duì)內(nèi)壓測(cè)試結(jié)果基本沒(méi)有影響;冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)壓對(duì)風(fēng)速不敏感，內(nèi)壓基本不受來(lái)流風(fēng)速影響;在塔底設(shè)置十字擋板后，塔內(nèi)風(fēng)壓略有減小，風(fēng)壓沿環(huán)向、高度分布的均勻性更好;內(nèi)壓絕對(duì)值以填料層透風(fēng)率為0%時(shí)最大，并隨透風(fēng)率的增加略有減小，但當(dāng)透風(fēng)率大于10%后變化較小;總的來(lái)說(shuō)，內(nèi)表面風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向、高度基本不變，B類風(fēng)場(chǎng)中，平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.50，脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)約為0.045;均勻流場(chǎng)中，平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.61，脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)約為0.035。

冷卻塔;內(nèi)表面風(fēng)荷載;風(fēng)洞試驗(yàn);數(shù)值模擬

0 引言

為實(shí)現(xiàn)循環(huán)水的冷卻，冷卻塔風(fēng)筒頂部敞開(kāi)，底部由人字柱支撐而形成風(fēng)通道，故其內(nèi)表面也受到風(fēng)荷載作用。相對(duì)外表面風(fēng)荷載而言，有關(guān)冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)荷載的研究成果較少，我國(guó)規(guī)范也未對(duì)其取值作出相關(guān)規(guī)定，但明確指出在進(jìn)行塔筒局部彈性穩(wěn)定性驗(yàn)算時(shí)必須要考慮內(nèi)壓產(chǎn)生的應(yīng)力［1-2］。研究表明［3］，考慮內(nèi)壓效應(yīng)后，環(huán)向壓應(yīng)力增大，結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性與局部彈性穩(wěn)定性降低，這一趨勢(shì)可能隨著冷卻塔高度的增加而更加顯著。隨著我國(guó)電力事業(yè)的發(fā)展，我國(guó)冷卻塔高度即將突破現(xiàn)有世界紀(jì)錄(200 m)，此類超大型冷卻塔設(shè)計(jì)的風(fēng)荷載取值既無(wú)規(guī)范指導(dǎo)，又無(wú)實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)借鑒，因此亟需開(kāi)展相關(guān)研究。

孫天風(fēng)通過(guò)對(duì)茂名冷卻塔的實(shí)測(cè)研究發(fā)現(xiàn)強(qiáng)風(fēng)作用下的內(nèi)壓并非沿環(huán)向均勻分布［4］;Kasperski通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓沿環(huán)向和高度均勻分布，壓力系數(shù)值接近-0.50［5］;李鵬飛的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明內(nèi)壓基本均勻分布，但大小與與填料層透風(fēng)率密切相關(guān)［6］;張陳勝［7］、沈國(guó)輝［8］等通過(guò)CFD方法對(duì)內(nèi)壓分布進(jìn)行了研究，結(jié)果表明內(nèi)壓沿高度和環(huán)向變化明顯;鮑侃袁通過(guò)CFD數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)塔底尾流區(qū)內(nèi)側(cè)風(fēng)壓急劇減少［9］;余關(guān)鵬［10］、沈國(guó)輝［11］等通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓在底部180°圓周角急劇減少。此外，一些學(xué)者認(rèn)為內(nèi)壓沿環(huán)向、高度不變，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)假定它為某一數(shù)值，例如，Diver［12］認(rèn)為內(nèi)壓壓力系數(shù)取值在-0.40～-0.50之間，Sollenberger［13］認(rèn)為取值為-0.40，Scanlan［14］在由內(nèi)外壓差實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)獲得外表面風(fēng)壓系數(shù)時(shí)取內(nèi)壓為-0.40，Kawarabata［15］認(rèn)為實(shí)際設(shè)計(jì)中內(nèi)壓可取為-0.45。由以上成果可以看出，雖然一些學(xué)者認(rèn)為內(nèi)壓沿環(huán)向、高度不變，但不同學(xué)者的取值略有差異，也有研究結(jié)果(包括實(shí)測(cè)、數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn))表明內(nèi)壓沿高度變化，沿環(huán)向分布也并不均勻，可見(jiàn)人們對(duì)冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)荷載分布尚無(wú)統(tǒng)一認(rèn)識(shí)。此外，從上述綜述可以看出，人們通常采用單一手段對(duì)內(nèi)壓進(jìn)行研究(風(fēng)洞試驗(yàn)或數(shù)值模擬)，但由于冷卻塔壁厚較薄，風(fēng)洞試驗(yàn)中內(nèi)壓剛性模型幾何縮尺比較小，通常只能保證內(nèi)表面幾何相似而不滿足外表面相似，且無(wú)法模擬冷卻塔運(yùn)行過(guò)程中由塔內(nèi)、外空氣壓差產(chǎn)生的向上抽力等，這些因素可能會(huì)對(duì)內(nèi)壓試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生影響;而數(shù)值模擬方法盡管可以較好地解決上述不足，但其計(jì)算結(jié)果的可靠性也需要風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的驗(yàn)證。

本文以某擬建的220 m高雙曲冷卻塔為例，通過(guò)剛性模型測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)其內(nèi)表面風(fēng)荷載進(jìn)行研究，考慮試驗(yàn)風(fēng)速、十字擋風(fēng)板、填料層透風(fēng)率等參數(shù)對(duì)內(nèi)壓的影響，并通過(guò)CFD數(shù)值模擬分析風(fēng)洞試驗(yàn)存在的不足及其對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，將兩種方法得到的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以對(duì)結(jié)果的可靠性進(jìn)行相互驗(yàn)證。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c測(cè)點(diǎn)布置

某內(nèi)陸擬建冷卻塔淋水面積為20 000 m2，塔頂標(biāo)高220.0 m，喉部標(biāo)高169.4 m，進(jìn)風(fēng)口標(biāo)高13.45 m，人字柱底面標(biāo)高0 m，塔頂直徑109.0 m，喉部直徑103.5 m，底部直徑169.9 m，風(fēng)筒采用分段等厚，最小厚度在喉部斷面，壁厚0.23 m，最大厚度在下環(huán)梁位置，壁厚1.4 m，由均勻分布的56對(duì)Φ1.4 m人字柱支撐。剛性模型測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)在湖南大學(xué)HD-2風(fēng)洞的高速試驗(yàn)段進(jìn)行，試驗(yàn)段長(zhǎng)17.0 m，寬3.0 m，高2.5 m。試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎? mm厚的有機(jī)玻璃制作，保證模型具有足夠的強(qiáng)度和剛度，在試驗(yàn)風(fēng)速下不發(fā)生變形及不出現(xiàn)明顯的振動(dòng)。模型幾何縮尺比為1∶220，內(nèi)表面在外形上與實(shí)際結(jié)構(gòu)保持幾何相似，外表面幾何相似則由于結(jié)構(gòu)壁厚太薄而無(wú)法滿足，模型底部由嚴(yán)格幾何縮尺的人字柱支撐，保證人字柱之間的空隙使得空氣可以自由出入，確保真實(shí)模擬冷卻塔內(nèi)部空氣流動(dòng)特征。試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼掌鐖D1所示。在模型內(nèi)表面共布置14層測(cè)點(diǎn)，每層沿環(huán)向等間距布置36個(gè)測(cè)點(diǎn)，共計(jì)504個(gè)內(nèi)壓測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Test model

1.2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)對(duì)多種不同透風(fēng)率填料層下的內(nèi)壓分布進(jìn)行了測(cè)試，以比較填料層透風(fēng)率對(duì)內(nèi)壓的影響，其中填料層模型開(kāi)孔均勻布置以盡可能的模擬實(shí)際填料層通風(fēng)情況(圖3(a))。考慮到不同試驗(yàn)風(fēng)速下塔內(nèi)空氣流量不一致可能會(huì)影響內(nèi)壓分布［16］，因此每個(gè)工況進(jìn)行了多個(gè)試驗(yàn)風(fēng)速的測(cè)試。還研究了底部有無(wú)十字擋板對(duì)內(nèi)壓的影響(圖3(b))。當(dāng)塔底有十字擋板時(shí)，結(jié)構(gòu)為非軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此進(jìn)行了多個(gè)風(fēng)向角的測(cè)試(風(fēng)向角定義如圖3(c)所示)。詳細(xì)試驗(yàn)工況安排如表1所示，共進(jìn)行了約300個(gè)吹風(fēng)工況。

圖2 測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Pressure port arrangement

圖3 填料層與十字擋風(fēng)板模型及風(fēng)向角定義Fig.3 Model and define of wind direction

1.3 風(fēng)場(chǎng)模擬

項(xiàng)目廠址周邊地形與GB 50009—2001《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》規(guī)定的B類地貌類似，在湖南大學(xué)HD-2風(fēng)洞高速試驗(yàn)段模擬了B類地貌風(fēng)場(chǎng)，轉(zhuǎn)盤(pán)中心處的模擬結(jié)果如圖4所示，其中u350代表梯度風(fēng)風(fēng)速。從圖4(a)可以看出，風(fēng)洞中模擬的平均風(fēng)速剖面與GB 50009—2001《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》規(guī)定的B類風(fēng)場(chǎng)基本一致，湍流度剖面也與實(shí)際大氣中的情況基本一致。圖4(b)給出了轉(zhuǎn)盤(pán)中心50 cm高處的順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)譜，可以看出，模擬的順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)譜與常用的von Karman、Kaimal、Davenport等理論譜基本一致。

表1 試驗(yàn)工況Table 1 Test case

圖4 風(fēng)洞中大氣邊界層的模擬Fig.4 Simulation of wind characteristics in Boundary Layer Wind Tunnel

1.4 參數(shù)定義

任意測(cè)點(diǎn)i處的風(fēng)壓系數(shù)Cpi表示為:

式中，pi為測(cè)點(diǎn)i處的壓力;ρ為空氣密度，取ρ= 1.225 kg/m3;p0為來(lái)流靜壓;vH為塔頂高度處來(lái)流風(fēng)速。

對(duì)于冷卻塔這種圓形截面結(jié)構(gòu)，截面順風(fēng)向阻力系數(shù)CD可由風(fēng)壓系數(shù)積分得到。設(shè)某截面布置N個(gè)風(fēng)壓測(cè)點(diǎn)，其計(jì)算表達(dá)式如下:

式中，Ai為第i個(gè)測(cè)點(diǎn)代表的面積，θi為第i測(cè)點(diǎn)法向與來(lái)流方向夾角，AT為結(jié)構(gòu)沿順風(fēng)向的投影面積。

2 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)風(fēng)速對(duì)內(nèi)壓的影響

以透風(fēng)率100%、塔底無(wú)十字擋板、B類風(fēng)場(chǎng)、各試驗(yàn)風(fēng)速下的試驗(yàn)結(jié)果分析來(lái)流大小對(duì)內(nèi)壓的影響。之所以選擇透風(fēng)率100%作為比較工況，這是因?yàn)榇蠖嘌芯拷Y(jié)果考慮的透風(fēng)率均為100%，便于與已有研究成果比較，且該透風(fēng)率在施工過(guò)程中也普遍存在，另經(jīng)比較發(fā)現(xiàn)各參數(shù)對(duì)不同透風(fēng)率工況影響規(guī)律也基本一致。不同試驗(yàn)風(fēng)速下冷卻塔上部、中部、下部三段區(qū)域內(nèi)典型高度的內(nèi)表面風(fēng)壓沿環(huán)向分布情況如圖5所示。從圖5中可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)表面風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向分布趨勢(shì)基本不受試驗(yàn)風(fēng)速影響，且除v=6 m/s時(shí)的測(cè)試結(jié)果略有偏差外，其它試驗(yàn)風(fēng)速下的風(fēng)壓系數(shù)大小也基本一致。圖6所示為各試驗(yàn)風(fēng)速下截面阻力系數(shù)CDsec結(jié)果，各曲線的重合進(jìn)一步說(shuō)明了試驗(yàn)風(fēng)速對(duì)內(nèi)壓沿環(huán)向的分布特征基本沒(méi)有影響。圖7給出的是不同風(fēng)速下各層測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的平均值沿高度變化曲線。由圖7可以看出，除v=6 m/s時(shí)由于風(fēng)速太小測(cè)試結(jié)果略有偏差外，其它試驗(yàn)風(fēng)速下各高度的風(fēng)壓系數(shù)特征值基本一致，平均風(fēng)壓系數(shù)在-0.50～-0.60范圍內(nèi)變化。

圖5 不同試驗(yàn)風(fēng)速下典型高度平均風(fēng)壓系數(shù)比較Fig.5 Cpmeanof typical height for different test speed

圖6 截面阻力系數(shù)比較Fig.6 Comparison of CDsec

圖7 平均風(fēng)壓系數(shù)沿高度變化Fig.7 Variation of Cpmeanalong height

2.2 十字擋風(fēng)板及風(fēng)向角對(duì)內(nèi)壓的影響

圖8給出的是透風(fēng)率100%時(shí)、在B類風(fēng)場(chǎng)中、塔底有/無(wú)十字擋風(fēng)板時(shí)典型高度內(nèi)表面平均風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向分布情況，有十字擋板時(shí)考慮了風(fēng)向角對(duì)塔內(nèi)風(fēng)壓的影響。由圖8可知，增加十字擋風(fēng)板后，塔底內(nèi)壓沿環(huán)向分布更為均勻，沒(méi)有在180°圓周角附近發(fā)生突變;中段內(nèi)壓則在180°圓周角附近有增大的趨勢(shì)，這是因?yàn)樗自O(shè)置十字擋風(fēng)板后，撞擊在尾流區(qū)內(nèi)壁的氣流上移;上部?jī)?nèi)壓沿環(huán)向的分布趨勢(shì)受十字擋風(fēng)板影響不大;有十字擋風(fēng)板時(shí)，不同風(fēng)向角下的內(nèi)壓分布特征基本一致，表明風(fēng)向角對(duì)內(nèi)壓影響較小;塔底增加十字擋風(fēng)板后，各高度的風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值略小于無(wú)十字擋板時(shí)。

圖8 不同風(fēng)向角下典型高度平均風(fēng)壓系數(shù)比較Fig.8 Cpmeanof typical height for different yaw angle

各工況的截面阻力系數(shù)比較如圖9所示。由圖9可以更加清楚地看到十字擋風(fēng)板及風(fēng)向角對(duì)內(nèi)壓沿環(huán)向分布特征的影響:有十字擋風(fēng)板時(shí)，底部截面阻力系數(shù)絕對(duì)值比沒(méi)有十字擋風(fēng)板時(shí)小，表明增加十字擋板后塔底內(nèi)壓沿環(huán)向分布更為均勻;而對(duì)于0.30H～0.50H截面，增加十字擋風(fēng)板后的阻力系數(shù)絕對(duì)值大于無(wú)十字擋板，說(shuō)明該高度范圍內(nèi)壓沿環(huán)向分布的均勻性在塔底無(wú)十字擋板時(shí)較好;塔頂各高度截面阻力系數(shù)在有、無(wú)十字擋風(fēng)板時(shí)基本一致，說(shuō)明十字擋板對(duì)塔頂各高度的內(nèi)壓沿環(huán)向分布特征影響較小;有十字擋風(fēng)板時(shí)，不同風(fēng)向角下截面阻力系數(shù)曲線的重合說(shuō)明風(fēng)向角對(duì)塔內(nèi)風(fēng)壓沿環(huán)向的分布特征基本沒(méi)有影響。

圖9 截面阻力系數(shù)比較Fig.9 Comparisonof CDsec

圖10 給出的是不同工況下各層測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的平均值沿高度變化曲線。由圖10可以看出，增加十字擋板后，內(nèi)壓均值波動(dòng)性減小，沿高度基本不變，且絕對(duì)值略有減小;有十字擋板時(shí)，各風(fēng)向角下的風(fēng)壓系數(shù)特征值沿高度變化趨勢(shì)基本一致且大小相當(dāng)，平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.50。

圖10 平均風(fēng)壓系數(shù)沿高度變化Fig.10 Variation of Cpmeanalong height

2.3 填料層透風(fēng)率對(duì)內(nèi)壓的影響

B類風(fēng)場(chǎng)不同透風(fēng)率下典型高度的內(nèi)壓均值沿環(huán)向分布情況如圖11所示。由圖11可知，各透風(fēng)率下的內(nèi)壓沿環(huán)向分布趨勢(shì)基本一致，均沿環(huán)向基本不變;內(nèi)壓絕對(duì)值以透風(fēng)率為0%時(shí)最大，并隨透風(fēng)率的增大略有減小，但當(dāng)透風(fēng)率大于10%后變化較小。為更清晰地比較透風(fēng)率對(duì)內(nèi)壓沿環(huán)向分布特征的影響，將各工況的截面阻力系數(shù)結(jié)果列于圖12。可以看出，透風(fēng)率小于70%時(shí)，截面阻力基本接近0，表明內(nèi)壓沿環(huán)向基本均勻分布;但當(dāng)透風(fēng)率大于70%后，0.30H～0.50H范圍內(nèi)的阻力系數(shù)偏離0較遠(yuǎn)，表明該范圍內(nèi)的風(fēng)壓沿環(huán)向分布略有不均勻，受側(cè)風(fēng)影響明顯。圖13給出的是不同透風(fēng)率下各層測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的平均值沿高度變化曲線。由圖13可以看出，各透風(fēng)率下的風(fēng)壓系數(shù)特征值均值沿高度變化趨勢(shì)基本一致，均沿高度基本不變;平均風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值隨透風(fēng)率的增大而減小，但當(dāng)透風(fēng)率大于10%后各風(fēng)壓系數(shù)特征值基本不隨透風(fēng)率變化，各高度平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.50。

圖11 不同透風(fēng)率典型高度平均風(fēng)壓系數(shù)比較Fig.11 Cpmeanof typical height for different porosity

圖12 截面阻力系數(shù)比較Fig.12 Comparison of CDsec

圖13 平均風(fēng)壓系數(shù)沿高度變化Fig.13 Variation of Cpmeanalong height

2.4 內(nèi)壓測(cè)試結(jié)果

由以上參數(shù)分析結(jié)果可知，內(nèi)表面風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向、高度基本不變，因此取所有測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)特征值的算術(shù)平均作為該工況測(cè)試結(jié)果的代表值。圖14所示為各風(fēng)壓系數(shù)代表值隨透風(fēng)率的變化曲線。可以看出，兩類流場(chǎng)中各代表值的絕對(duì)值均在透風(fēng)率為0%時(shí)達(dá)到最大，并都隨透風(fēng)率的增大略微減小，但當(dāng)透風(fēng)率大于10%后，各風(fēng)壓系數(shù)代表值基本不再隨透風(fēng)率變化;透風(fēng)率小于10%時(shí)，均勻流場(chǎng)中的平均風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值與 B類風(fēng)場(chǎng)相當(dāng)，但透風(fēng)率大于10%后，均勻流場(chǎng)要比B類風(fēng)場(chǎng)約大20%;而脈動(dòng)風(fēng)壓剛好相反，透風(fēng)率小于10%時(shí)，均勻流場(chǎng)中的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)顯著小于B類風(fēng)場(chǎng)，透風(fēng)率大于10%后，均勻流場(chǎng)的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)與B類風(fēng)場(chǎng)相當(dāng);B類風(fēng)場(chǎng)中，平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.50，脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)約為0.045;均勻流場(chǎng)中，平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.61，脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)約為0.035。

圖14 不同透風(fēng)率風(fēng)壓系數(shù)代表值比較Fig.14 Test result of different porosity

3 數(shù)值模擬方法與結(jié)果

通過(guò)計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent對(duì)模型空塔(塔底無(wú)十字擋風(fēng)板)與運(yùn)行實(shí)塔內(nèi)表面的風(fēng)荷載進(jìn)行模擬，并將數(shù)值模擬結(jié)果與剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以分析風(fēng)洞試驗(yàn)方法存在的不足，如無(wú)法保證外表面相似，以及模擬塔內(nèi)、外空氣壓差產(chǎn)生的向上抽力等不足。

3.1 計(jì)算方法

冷卻塔內(nèi)熱交換系統(tǒng)包括填料及其支撐構(gòu)件、進(jìn)水豎井和淋水噴頭等復(fù)雜結(jié)構(gòu)，熱交換過(guò)程又是氣水兩相質(zhì)量和熱量的傳輸過(guò)程，直接模擬該過(guò)程非常困難。考慮到填料層對(duì)冷卻塔內(nèi)流場(chǎng)的影響主要有兩點(diǎn):(1)塔內(nèi)自下而上的抽力;(2)對(duì)氣流的阻力。因此，可對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，忽略塔內(nèi)復(fù)雜的熱交換系統(tǒng)，其兩點(diǎn)主要影響可由設(shè)置適當(dāng)?shù)倪吔鐥l件實(shí)現(xiàn)，其中，塔內(nèi)自下而上的抽力可以通過(guò)風(fēng)扇邊界條件來(lái)模擬，而填料層的阻力和透風(fēng)率可以通過(guò)多孔介質(zhì)邊界條件來(lái)實(shí)現(xiàn)。

塔內(nèi)抽力的具體實(shí)現(xiàn)過(guò)程為在塔內(nèi)設(shè)定一個(gè)無(wú)限薄的面，空氣流經(jīng)這個(gè)面時(shí)壓強(qiáng)會(huì)出現(xiàn)躍升，且壓強(qiáng)躍升量是速度的函數(shù)，通常可用多項(xiàng)式表達(dá)如下:

式中，Δp為壓強(qiáng)躍升量;fn為多項(xiàng)式系數(shù);U為速度。

阻力可由多孔介質(zhì)模型的經(jīng)驗(yàn)公式定義，其實(shí)質(zhì)為在動(dòng)量方程中增加一個(gè)源項(xiàng)，它代表動(dòng)量的消耗，表達(dá)式如下:

式中，Si表示第i個(gè)方程的源項(xiàng);μ為粘性系數(shù);D、C為給定的矩陣。

上述邊界條件通過(guò)編寫(xiě)用戶自定義函數(shù)(UDF)實(shí)現(xiàn)。

3.2 網(wǎng)格劃分及參數(shù)設(shè)置

建模時(shí)，采用CAD軟件的PROE建立物理模型，將它導(dǎo)入GAMBIT軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。對(duì)于模型空塔，整個(gè)計(jì)算域長(zhǎng)17.0 m、高2.5 m、寬3.0 m，與風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸保持一致，劃分網(wǎng)格時(shí)將它分為內(nèi)、外兩個(gè)區(qū)域，內(nèi)區(qū)長(zhǎng)1.0 m、寬1.0 m、高1.0 m，網(wǎng)格間距0.012 m，外區(qū)流場(chǎng)網(wǎng)格間距0.05 m，總網(wǎng)格數(shù)約為130萬(wàn)，如圖15所示。冷卻塔內(nèi)、外表面及地面都設(shè)有邊界層，首層高度0.003 m，高度增加因子為1.02，總高度為0.018 m。冷卻塔表面邊界層網(wǎng)格劃分如圖16所示。

圖15 整體網(wǎng)格圖Fig.15 Grid of globe

圖16 冷卻塔壁面邊界層網(wǎng)格劃分Fig.16 Mesh of boundary layer of wall surface

計(jì)算區(qū)域及邊界條件如圖17所示。入口處采用速度入口邊界條件，來(lái)流風(fēng)速v=14 m/s，風(fēng)場(chǎng)條件與風(fēng)洞模擬結(jié)果盡可能保持一致，平均風(fēng)速剖面指數(shù)α =0.16，湍流度剖 面計(jì) 算 表 達(dá) 式為 Iu= A(z/H)-α-0.05，其中A為常數(shù)，z為離地高度，H為大氣邊界層厚度，離地高度30 m處的湍流強(qiáng)度為16%，指定的平均風(fēng)速和湍流度剖面可通過(guò)編寫(xiě)用戶自定義函數(shù)(UDF)在邊界條件中實(shí)現(xiàn)。出口處采用自然出流邊界條件，流量權(quán)重為1。計(jì)算域頂部及左右側(cè)壁采用自由滑移壁面邊界條件，地面及冷卻塔壁面采用無(wú)滑移壁面邊界條件。經(jīng)多次試驗(yàn)比較，取粗糙度常數(shù)為0.5，粗糙度平均高度為0.0008 m。計(jì)算域控制方程的離散方法采用有限體積法，時(shí)間、空間離散格式分別為二階迎風(fēng)差分和二階中心差分離散格式，計(jì)算模型選取RNG k-ε控制方程和非平衡壁面函數(shù)，壓力、速度耦合采用Simple算法。

圖17 計(jì)算區(qū)域及邊界條件Fig.17 Calculation region and boundary conditions

運(yùn)行實(shí)塔計(jì)算模型的幾何尺寸為實(shí)塔的幾何參數(shù)，并考慮了塔底的十字擋風(fēng)板。計(jì)算域長(zhǎng)3 000 m、高600 m、寬1 200 m，將其分為內(nèi)、外兩個(gè)區(qū)域來(lái)劃分網(wǎng)格，內(nèi)區(qū)為圓柱型，直徑d=250m。多孔介質(zhì)邊界條件中，豎向慣性阻力系數(shù)取為16 m-1，徑向?yàn)?60 m-1，填料層開(kāi)孔率為85%，風(fēng)扇邊界條件的壓強(qiáng)躍升量設(shè)為130 Pa。其它邊界條件與計(jì)算參數(shù)的設(shè)置與模型空塔計(jì)算工況一致。

3.3 計(jì)算結(jié)果與分析

圖18(a)所示為模型空塔內(nèi)表面風(fēng)壓CFD模擬結(jié)果。可以看出:并不是所有高度的內(nèi)壓沿環(huán)向均勻分布，這種不均勻性在塔底尤為突出，其原因在于氣流從塔底進(jìn)入塔內(nèi)，隨后撞擊在背風(fēng)區(qū)的內(nèi)壁上，使得該區(qū)域的負(fù)壓急劇減少，甚至出現(xiàn)微正壓;最大風(fēng)壓系數(shù)為-0.25，最小風(fēng)壓系數(shù)為-0.75，二者均出現(xiàn)在塔底，它們之間的偏差大小反應(yīng)塔底內(nèi)壓沿環(huán)向分布的非均勻程度;除塔底外，風(fēng)壓系數(shù)沿高度基本均勻分布，波動(dòng)范圍在0.1以內(nèi);風(fēng)壓系數(shù)均值為-0.56，與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果-0.52基本一致。由此可見(jiàn)，不管是內(nèi)壓大小還是分布特征，數(shù)值模擬結(jié)果均與風(fēng)洞試驗(yàn)基本一致，表明剛性模型試驗(yàn)忽略模擬外表面對(duì)內(nèi)壓測(cè)試結(jié)果基本沒(méi)有影響。從圖18(b)可以看出塔內(nèi)流場(chǎng)分布并不均勻，在塔底入口處有較大的回流區(qū)，其產(chǎn)生原因是氣流從塔底進(jìn)入塔內(nèi)，撞擊在背風(fēng)區(qū)內(nèi)壁上的氣流沿內(nèi)壁向上爬升，由于喉部附近截面減小，氣流上升受到阻滯，部分氣流被迫沿迎風(fēng)側(cè)的內(nèi)壁流回塔底，形成旋渦。

圖19(a)為運(yùn)行實(shí)塔內(nèi)表面風(fēng)壓CFD模擬結(jié)果。可以看出:塔底風(fēng)壓沿環(huán)向均勻分布，沒(méi)有在180°圓周角出現(xiàn)“突變”，但0.30H～0.50H之間的風(fēng)壓沿環(huán)向分布略有不均勻;內(nèi)壓沿高度基本呈均勻分布，波動(dòng)范圍在0.1之內(nèi);整體均值為-0.47，與風(fēng)洞試驗(yàn)的-0.51基本一致。由此可見(jiàn)，不管是內(nèi)壓大小還是分布特征，數(shù)值模擬結(jié)果均與風(fēng)洞試驗(yàn)基本一致，表明剛性模型試驗(yàn)忽略冷卻塔運(yùn)行過(guò)程中產(chǎn)生的向上抽力對(duì)內(nèi)壓測(cè)試結(jié)果基本沒(méi)有影響。此外，運(yùn)行實(shí)塔塔內(nèi)風(fēng)速分布較為均勻，且沒(méi)出現(xiàn)明顯的回流區(qū)(圖19(b))。

圖18 模型空塔數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig 18 Result of numerical simulation for model

圖19 運(yùn)行實(shí)塔數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig 19 Result of numerical simulation for prototype

4 結(jié)論

通過(guò)剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬對(duì)某220m高冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)荷載特性進(jìn)行了研究。計(jì)算得到的空塔和運(yùn)行實(shí)塔內(nèi)表面風(fēng)壓系數(shù)均值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本一致，驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算的可靠性;反過(guò)來(lái)，數(shù)值計(jì)算考慮了冷卻塔外表面以及冷卻塔運(yùn)行時(shí)內(nèi)、外空氣壓差產(chǎn)生的向上抽力，其結(jié)果表明該兩種因素對(duì)冷卻塔內(nèi)壓的影響不大，表明風(fēng)洞試驗(yàn)忽略這兩種因素并無(wú)不妥。通過(guò)進(jìn)一步的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn):冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)壓對(duì)試驗(yàn)風(fēng)速大小、風(fēng)向角不敏感;在塔底設(shè)置十字擋板后，塔內(nèi)風(fēng)壓略有減小，風(fēng)壓沿環(huán)向、高度分布的均勻性更好;內(nèi)壓受填料層透風(fēng)率影響較大，內(nèi)壓絕對(duì)值隨透風(fēng)率的增加略有減小，但當(dāng)透風(fēng)率大于10%后變化較小。總的來(lái)說(shuō)，內(nèi)表面風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向、高度基本不變，B類風(fēng)場(chǎng)中，平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.50，脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)約為0.045;均勻流場(chǎng)中，平均風(fēng)壓系數(shù)約為-0.61，脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)約為0.035。

由于風(fēng)洞試驗(yàn)難以模擬冷卻塔內(nèi)氣水兩相質(zhì)量和熱量的傳輸過(guò)程，而CFD數(shù)值模擬較適用開(kāi)展此類研究，但本文CFD模擬對(duì)氣水兩相流進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理，下一步應(yīng)提高冷卻塔運(yùn)行時(shí)傳熱傳質(zhì)過(guò)程的模擬精度，以得到與實(shí)際更為接近的內(nèi)壓分布。

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Wind tunnel test and numerical simulation study on internal wind loading for super large cooling tower

Zou Yunfeng1，2，He Xuhui1，2，*，Chen Zhengqing3，Niu Huawei3
(1.School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China; 2.National Engineering Laboratory for High Speed Railway Construction，Changsha 410075，China; 3.Wind Engineering Research Center，Hunan University，Changsha 410082，China)

The internal wind loading of a 220 m high super large cooling tower is studied by means of wind tunnel test and CFD numerical simulation，and the influence of parameters such as ventilation rate on internal pressure is taken into account.The results of present study show that the shortcomings of the rigidity model manometric experiment hardly have effect on test result of inner surface pressure.Meanwhile，it is found that internal wind loading is insensitive to wind speed and unaffected by test velocity.When cross baffle is installed at the bottom of tower，internal pressure appreciably decreases and the homogeneity of distribution along hoop and meridional is better.The max absolute value of internal pressure is found when the ventilation ratio of stuffing layers is 0%，and with the increases of ventilation ratio，the absolute value decreases slightly.However，the internal pressure changes slightly as the ventilation ratio greater than 10%.In general，the distributions of internal pressure along hoop and meridional are basically the same，the average pressure coefficient of-0.50 and fluctuating pressure coefficient of 0.045 are found in wind field of terrain category B，while-0.61 and 0.035 are found in uniform flow field respectively.

cooling tower;internal wind loading;wind tunnel test;numerical simulation

TU973.3+2

:Adoi:10.7638/kqdlxxb-2013.0084

0258-1825(2015)05-0697-09

2013-08-20;

:2013-10-29

國(guó)家自然科學(xué)基金(51178471，51322808);中國(guó)博士后科學(xué)基金(2014M562133);教育部新世紀(jì)優(yōu)秀人才支持計(jì)劃(NCET-12-0550);長(zhǎng)江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃(IRT1296)

鄒云峰(1984-)，男，湖南邵陽(yáng)人，講師，博士，研究方向:結(jié)構(gòu)風(fēng)工程和結(jié)構(gòu)計(jì)算分析.E-mail:yunfengzou@csu.edu.cn

何旭輝*(1975-)，男，貴州遵義人，教授，博士，研究方向:橋梁抗風(fēng)與評(píng)估研究.E-mail:xuhuihe@csu.edu.cn

鄒云峰，何旭輝，陳政清，等.超大型冷卻塔內(nèi)表面風(fēng)荷載風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究［J］.空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2015，33(5):697-705.

10.7638/kqdlxxb-2013.0084 Zou Y F，He X H，Chen Z Q，et al.Wind tunnel test and numerical simulation study on internal wind loading for super large cooling tower［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2015，33(5):697-705.