復雜山體下雙塔布置超大型冷卻塔 風致干擾效應研究

柯世堂, 余文林, 王 浩, 朱 鵬, 余 瑋, 杜凌云

(南京航空航天大學 土木工程系, 南京 210016)

0 引 言

大型冷卻塔屬于典型的風敏感結構，常見雙塔布置冷卻塔群的風荷載研究極為重要，現有研究和《工業循環水冷卻設計規范》[1]均詳細給出了不同塔間距雙塔布置冷卻塔的干擾系數取值。但國內外鮮有學者對復雜山體和冷卻塔群之間的干擾效應進行系統研究，從而導致工程設計人員不能充分預估周邊山體干擾效應的影響。

文獻[2]通過氣彈模型試驗進行了雙塔風效應干擾研究，并分析了基于響應平均值、標準差和極值的干擾系數分布規律；文獻[3-4]基于風洞試驗和有限元方法對比研究了雙塔布置狀態下不同干擾系數取值方法之間的差異；文獻[5-6]采用CFD方法對考慮了不同塔間距、組合形式和透風率影響的群塔組合進行了流場特性和風壓分布特性研究，進而總結歸納了冷卻塔群的干擾效應；文獻[7-8]基于風洞試驗對山體環境下冷卻塔等結構進行了等效靜風荷載和干擾效應研究，結果表明，山體等周邊環境將顯著增大冷卻塔表面平均風壓和脈動風壓。

以國內建成的復雜山體環境下雙塔布置超大型冷卻塔為工程背景，基于風洞試驗和數值模擬兩種方法，對考慮復雜山體的雙塔布置冷卻塔群的風壓分布模式和表面流場信息進行系統研究，并將基于兩種方法得到的單個冷卻塔的風壓分布與《工業循環水冷卻設計規范》(后文簡稱為“規范”)及實測曲線進行對比，驗證雷諾數效應補償和數值模擬的有效性。在此基礎上，對比分析考慮復雜山體環境和周邊建筑干擾時冷卻塔表面最大負壓、平均風壓和基于極值負風壓的干擾系數特性，同時針對最不利工況開展復雜山體和塔群之間的風致干擾機理研究。

1 工程概況

該超大型冷卻塔塔頂高度為210m，喉部高度157.5m，進風口高度32.5m；喉部直徑110m，進風口直徑159m，塔底零米直徑180m。塔筒底部由52對X型支柱與環基連接。雙塔沿東西方向平行布置，雙塔中心距為塔底直徑的1.5倍。綜合考慮復雜山體及建筑物的干擾性能和試驗效率，選取冷卻塔周邊高度大于30m的結構并考慮其干擾效應，表1給出了主要干擾建筑物的高度。冷卻塔周圍存在環繞塔群的復雜山體，山體最大高度136m，已接近冷卻塔喉部高度，理論上可能存在顯著的山體干擾效應。

定義塔A、塔B中心點連線的中垂線南北方向為0°風向角，逆時針每隔22.5°為1個工況，共計16個工況。考慮到超大型冷卻塔百葉窗的常規工作狀態，按30%透風率等效為百葉窗開啟效應，不同透風率百葉窗對冷卻塔周邊流場的影響詳見文獻[9]。圖1給出了冷卻塔的結構示意圖和試驗平面布置圖。

(a) 結構示意圖

(b) 平面布置圖

建筑物類別煙囪引風機室送風機室電除塵器鍋爐房煤倉間汽機房建筑物1建筑物2210240335266368897.555953536

2 風洞試驗

2.1 試驗概況

試驗在南京航空航天大學NH-2大氣邊界層閉口回流式矩形截面風洞中進行，試驗段截面尺寸為5.0m×4.5m。考慮到湍流積分尺度與阻塞率的要求[10]，冷卻塔測壓模型、周邊地形與主要建筑模型的幾何縮尺比選為1∶400，模型采用具有足夠強度和剛度的亞克力材料制成。采用丹麥DANTEC公司的Streamline熱線/熱膜風速儀、A/D板、PC機和專用軟件組成的系統，測量風洞流場的平均風速、風速剖面、湍流度以及脈動風功率譜等數據。風壓測試系統由美國SCANIVALUE掃描閥公司的DSM3000電子式壓力掃描閥系統(量程分別為±254mmH2O和±508mmH2O)、PC機及自編的信號采集和數據處理系統構成。試驗采樣頻率為512Hz，每次采樣長度為10240個數據。待測冷卻塔外表面沿子午向和環向布置12×36=432個測壓點，具體測點布置如圖2所示。

(a) 子午向

(b) 環向

2.2 風場模擬與雷諾數效應補償

試驗風場按B類地貌進行模擬，風剖面指數為0.15。圖3給出了B類風場試驗測得的平均風剖面、湍流強度和脈動風譜(其中，平均風剖面中的風速是基于風洞試驗相似比要求換算得到的實際結構風速)。由圖3可知：風場模擬的平均風剖面與規范較吻合，且湍流強度在近地面處接近15%，亦滿足規范的相關規定；將試驗測得的脈動風譜進行擬合，并與Davenport譜、Harris譜、Karman譜的曲線進行對比，可認為該風場模擬的脈動風譜滿足工程要求。

在設計風速下，該超大型冷卻塔原型結構的雷諾數可達108。由于物理風洞本身的局限性，難以通過提高試驗風速或增大結構模型幾何尺寸的方法模擬此類結構在高雷諾數下的表面繞流形態。由于類圓柱結構繞流特性不僅與雷諾數相關，還與表面粗糙度等因素有密切聯系，已有研究[11]及課題組的實踐經驗表明，通過適當改變模型表面粗糙度，可近似模擬高雷諾數下結構的繞流特性。因此，本文采用10m/s風速作用下在冷卻塔表面粘貼5mm寬或8mm寬粗糙紙帶的手段，進行單個冷卻塔雷諾數效應模擬。圖4(a)給出了單塔雷諾數效應模擬試驗模型布置圖，圖4(b)給出了單塔雷諾數效應模擬后的整體試驗模型布置圖。

(a) 平均風剖面及湍流強度分布

(b) 脈動風譜對比

圖4 風洞試驗模型布置圖

圖5給出了不同模擬措施下單個冷卻塔喉部斷面平均壓力系數分布以及最優模擬風壓結果與規范及實測曲線的對比，表2給出了單個冷卻塔整體阻力系數特征值與冷卻塔設計規范及實測結果對比。分析比較可知：(1)在冷卻塔外表面適當粘貼粗糙紙帶，可顯著改變冷卻塔表面平均風壓分布模式，從而有效進行單個冷卻塔高雷諾數效應補償；(2) 10m/s風速作用下，采用5mm粗糙紙帶2層、3層間隔交替分布時，冷卻塔測壓模型在B類風場中的雷諾數效應模擬效果最好；(3)風洞試驗單塔喉部斷面平均風壓與規范及實測曲線[12]分布規律和數值基本一致，僅在負壓極值區數值略有差異，脈動風壓沿環向分布規律與國外實測曲線[13-14]基本一致，數值與國內試驗結果[15]較為接近；(4)單冷卻塔表面氣動力荷載以阻力為主，本文單塔整體阻力系數均值為0.408，在規范及實測結果之間且數值非常接近，最大相差小于6%。

(a) 不同模擬措施平均風壓分布

(b) 最優模擬措施平均風壓分布

(c) 最優模擬措施脈動風壓分布

名稱整體阻力系數特征值均值根方差極值單塔0.4080.1200.708規范0.386//西熱曲線(實測結果)0.426//

2.3 風壓系數特性

圖6給出了風洞試驗單塔風壓系數均值與均方差分布。由圖可見，單塔工況風壓系數三維分布特征較為顯著，風壓系數均值關于180°呈現良好的對稱性，正壓與負壓最值分別出現在環向0°與72°處；風壓系數脈動值對稱性較弱，迎風面風壓系數相對背風面脈動較強。

(a) 均值

(b) 均方差

Fig.6Meanvalueandstandarddeviationdistributionofwindpressurecoefficientforsingletower

圖7和8分別給出了復雜山體環境下雙塔布置時塔A、塔B的風壓系數均值與均方差分布圖(限于篇幅，圖中僅給出0°風向角工況)。由圖可知：(1) 塔筒表面平均和脈動風壓具有顯著的三維分布特征，來流角的改變打破了平均風壓系數沿環向角度的對稱分布模式，塔A、塔B的正壓最值出現角度均與來流方向極為吻合，負壓最值相比來流角度落后70°左右；(2) 風壓系數脈動最值發生在來流角度±50°區間內，關于來流方向不對稱分布；(3) 塔A風壓系數均值比塔B大，二者的脈動值不具備鮮明的大小規律，但均分布在0.06～0.48范圍內。

(a) 均值

(b) 均方差

Fig.7MeanvalueandstandarddeviationdistributionofwindpressurecoefficientfortowerA

(a) 均值

(b) 均方差

Fig.8MeanvalueandstandarddeviationdistributionofwindpressurecoefficientfortowerB

3 CFD數值模擬

3.1 計算域與網格劃分

為保證超大型冷卻塔尾流充分發展，計算域設置為順風向15000m×橫風向8000m×豎向800m，模型中心距離計算域入口為5000m。模擬時各模型均采用三維足尺建模，試驗時模型最大堵塞度不超過3%。為了兼顧計算效率及精度，將計算域劃分為外圍區域和局部加密區域，形狀規整的外圍區域采用高質量的結構化網格進行劃分，而內含冷卻塔群、復雜山體和周圍干擾建筑的局部加密區域，則采用非結構化網格進行劃分。整體模型網格數量超過4000萬且網格質量大于0.40，網格數量及質量均滿足模擬要求。計算域及模型網格劃分如圖9所示(限于篇幅，圖中僅給出0°風向角工況)。

(a) 計算域立體圖

(b) 加密區立體圖

3.2 湍流模型選取與邊界條件設置

本文計算方法采用三維穩態隱式算法，空氣風場選用不可壓縮流場，湍流模型選擇標準的k-ε模型[16]，采用SIMPLEC算法解決動量方程中速度分量和壓力的耦合問題，計算中湍流動能、湍流耗散項、動量方程都采用二階迎風格式離散。同時，在計算過程中設置了網格傾斜校正，以提高混合網格計算效果，控制方程的計算殘差設置為1×10-6。

定義進口邊界條件為速度入口，按照B類地貌設置對應的速度和湍流強度分布。其中，該冷卻塔所在地區10m高度處100年重現期10min最大平均風速為23.7m/s，10m高度名義湍流度取為0.14，地面粗糙度系數為0.15，且通過用戶自定義函數實現上述入流邊界條件與FLUENT的連接。定義出口邊界條件為壓力出口，相對壓力為0。計算域地面以及冷卻塔等結構表面采用無滑移壁面，計算域兩側面和頂面采用對稱邊界條件，等價于自由滑移壁面。

3.3 單塔數值模擬與有效性驗證

圖10給出了單塔數值模擬結果圖，由圖可知：(1)平均壓力分布左右對稱，且從迎風面到背風面呈現出先減小后增大直至平穩的分布規律，與規范類似；(2)隨著塔筒高度的增加，背風面壓力與速度呈現先增大后減小的趨勢，極值出現在塔筒中部區域；(3)來流氣流在塔頂部前緣發生分離且出現局部加速效應，持續發展后在背風面形成尾渦以及不同程度的回流。

圖10 單塔數值模擬結果

圖11給出了數值模擬單塔喉部斷面平均風壓系數與風洞試驗結果、規范曲線[1]和實測曲線[12]對比圖。分析可知，數值模擬單塔喉部斷面平均風壓分布曲線的負壓極值點和分離點對應角度與風洞試驗結果、規范曲線和實測曲線完全一致，迎風和背風區域風壓系數數值吻合較好，僅側風區負壓值略有差異。

圖11 試驗結果與規范及實測結果對比

Fig.11Comparisonamongexperimentalresults,codeandactualmeasurementresults

4 雙塔數值模擬與風洞試驗對比

4.1 基于極值負風壓的干擾系數及分布規律

在國內外冷卻塔設計規范中，德國VGB規范[17]對冷卻塔群塔干擾系數的規定較為詳細，其群塔干擾系數的表達式為：

(1)

式中，FI為干擾系數；Pg為群塔風荷載干擾參數；Ps為單塔風荷載干擾參數。

文獻[18-19]研究表明：冷卻塔外表面最大負壓值能直接反映群塔受非對稱風荷載的最不利受力情況，可作為指導復雜山體環境下群塔風荷載設計的干擾參數。因此，本文中干擾系數FI定義如下：

(2)

式中，FI為基于極值負風壓的干擾系數；Cpq和Cpd分別為群塔和單塔的表面風壓系數；θ和z分別為冷卻塔的環向角度和豎向高度。

表3和圖12分別給出了考慮復雜山體雙塔布置時不同風向角下塔A和塔B的最大負壓系數和基于極值負風壓的干擾系數分布。分析可知：(1)基于數值模擬和風洞試驗得到的塔A、塔B的最不利來流風向角下最大負壓對應的高度與山頂高度較為接近，此時塔A的最大干擾系數分別為1.459和1.586，對應的最不利風向角均為247.5°，塔B的最大干擾系數分別為1.230和1.292，對應的最不利風向角均為225°；(2)塔A、塔B在不同風向角下的干擾系數均不同，表明復雜山體對冷卻塔群來流湍流和風壓分布模式的影響顯著；(3)同一冷卻塔基于數值模擬和風洞試驗兩種方法計算得到的各風向角干擾系數有差異，但分布規律一致，且最不利風向角完全相同，塔A、塔B的最大干擾系數分別相差8%和5%，證明了基于數值模擬方法對考慮復雜山體環境多塔組合超大型冷卻塔的干擾效應進行研究是準確可行的。

表3 不同風向角下塔A、塔B最大負壓系數Table 3 Maximum negative pressure coefficient of tower A and tower B under different wind direction angles

(a) 塔A

(b) 塔B

Fig.12InterferencefactordistributionbasedontheextremumofnegativewindpressureoftowerAandtowerBunderdifferentwinddirectionangles

4.2 升、阻力系數分布特性

為了分析冷卻塔整體受力情況，圖13給出了在最不利風向角下，基于風洞試驗和數值模擬得到的塔A、塔B的升力系數和阻力系數分布。其中，塔筒橫風向升力系數CL和順風向阻力系數CD計算公式[4]分別如下：

(3)

(4)

式中，CPi為塔筒上測點i的平均風壓系數，Ai為第i測點壓力覆蓋面積，θi為第i測點壓力與風軸方向夾角，AT為整體結構風軸方向投影面積。

由圖分析可知：(1) 塔A、塔B層升力系數隨著塔高的變化呈現先增大后減小的趨勢，在冷卻塔喉部附近達到最大，而阻力系數沿塔高逐漸增大，在塔頂區域達到最值，綜合來看，塔A、塔B層升力系數整體上大于阻力系數；(2) 層升力系數表現為塔A>塔B，層阻力系數在塔筒中下部和頂部表現為塔A>塔B，但是在塔筒上部表現為塔A<塔B；(3) 基于風洞試驗和數值模擬得到的塔A、塔B層升力系數、層阻力系數有所差異，但數值均較為接近(其中，塔A升力系數相差4%，阻力系數相差9%，塔B升力系數相差5%，阻力系數相差6%)。這些結果，進一步證明了基于數值模擬方法對考慮復雜山體環境的多塔組合超大型冷卻塔干擾效應進行研究是準確可行的。

(a) 升力系數

Fig.13LiftcoefficientanddragcoefficientdistributionoftowerAandtowerBatthemostunfavorablewinddirections

4.3 平均風壓分布特性

對圖12給出的不同風向角下雙塔布置塔A、塔B的基于極值負風壓的干擾系數及其分布規律進行分析，發現考慮復雜山體環境時各冷卻塔最不利風向角下干擾系數普遍較大。為分析其形成原因并給出機理解釋，圖14、15分別給出了塔A、塔B最不利風向角下三維壓力系數云圖和最大負壓截面壓力云圖。分析可知：

(1) 復雜山體等周邊干擾對冷卻塔群三維風壓分布模式的影響顯著，塔A、塔B表面壓力系數的對稱性消失，塔筒表面整體上仍滿足從迎風面到背風面先減小后增大直至平穩的分布規律；

(2) 在不同風向角下，同一冷卻塔表面風壓系數差異顯著，不同冷卻塔表面風壓分布亦有很大區別；

(3) 在特定風向角下，前塔對后塔的遮擋作用使得前后塔之間的相互干擾效應顯著，前塔的尾流發展影響了后塔的風壓分布，而后塔的風壓分布反過來改變前塔的尾渦，使得前塔背風區呈現正壓分布。

(b) 塔B(225°風向角)

Fig.14Three-dimensionalpressurecoefficientcontoursoftowerAandtowerBatthemostunfavorablewinddirections

(a) 塔A(247.5°風向角)

(b) 塔B(225°風向角)

Fig.15PressurecontoursonthebiggestpressuresectionsoftowerAandtowerBatthemostunfavorablewinddirections

4.4 干擾效應機理研究

圖16、17分別給出了最不利風向角下塔A、塔B典型截面速度流場圖。根據不同來流風向角下冷卻塔是否受復雜山體、周邊建筑和其他冷卻塔對來流風的影響，將冷卻塔群分為受干擾塔和未干擾塔。分析可知：

(1) 由于未干擾塔并未受到上游干擾物的遮擋作用，來流在未干擾塔迎風面產生分離，沿塔筒外表面繞流且加速流經塔筒兩側，在背風區分離并形成不同的尺寸渦旋脫落。

(2) 由于上游干擾物對來流風的阻擋，受干擾塔流動分離點發生偏離，氣流在上游干擾物與受干擾塔之間相互影響且流動紊亂。其中，在247.5°風向角下，塔A受塔B和建筑2的影響顯著；在225°風向角下，塔B受山體低矮峽谷和建筑2的影響顯著。

(3) 由于雙曲線型冷卻塔喉部位置頸縮，此時塔筒喉部兩側加速流動更為明顯，同時由于最大負壓高度與喉部位置較為接近，該區域風速與湍流的增益進一步增大了表面壓力，且均出現在塔A、塔B的近山體一側。

(4) 隨著高度的增大，周邊復雜山體和建筑物對冷卻塔干擾作用減弱，但塔A、塔B之間的相互干擾效應依然顯著。在不同風向角下，冷卻塔周圍流場差異顯著，但均在塔筒背風區產生回流及尺度不同的渦旋。

圖18、19分別給出了最不利風向角下塔A、塔B的最大負壓截面以及側面湍動能分布。由圖可知：考慮復雜山體和周邊建筑干擾時，各冷卻塔周邊湍動能分布出現顯著差異，主要體現在冷卻塔最大負壓截面處出現明顯的湍動能增值區域，該區域對應渦旋形成區域，反映了由于大尺寸渦旋的產生導致湍流作用強度增大；受上游干擾物影響， 247.5°風向角下的塔A和225°風向角下的塔B的最大負壓截面湍動能分布明顯不對稱，且背風區喉部及以上位置湍流較強，其中塔B強于塔A。

復雜山體對冷卻塔群來流湍流和風壓分布模式的影響顯著。表4為國內電廠典型群塔組合最不利來流風向角下最大干擾系數匯總表。根據表4及相關研究[18-20]，無山體干擾時，常見群塔干擾系數普遍小于1.45，而在最不利工況下(該工況為塔A在247.5°來流風向角下引起)，本文通過風洞試驗和數值模擬方法得到的基于極值負風壓的干擾系數分別達到了1.586和1.459。其原因是該山體海拔較高且距塔群很近，在247.5°來流風向角下，復雜山體形成了低矮狹谷入口并改變了塔群的來流湍流；同時，塔B與建筑2之間形成“夾道效應”，使來流風在夾道中速度增大，并在“夾道”壁面之間加劇碰撞并進一步對流，增強了塔A周邊流場漩渦強度；高強度渦旋掠過塔A迎風面上升至近喉部側風區，而近喉部位置的頸縮進一步促進了湍流增益并加速了漩渦脫落，最終顯著增大了塔筒側風區的最大負壓。

圖16 最不利工況下(247.5°風向角)塔A速度流場圖

圖17 最不利工況下(225°風向角)塔B速度流場圖

編號冷卻塔類別和高度群塔組合場地類別風洞試驗模型干擾系數干擾參數1濕冷塔(150m)雙塔B類1∶200剛體測壓1.107迎風面子午向軸力均值2濕冷塔(150m)雙塔B類1∶500剛體測壓1.053整體阻力系數均值3濕冷塔(150m)雙塔B類1∶200剛體測壓1.192最大負壓均值4濕冷塔(177m)雙塔A類1∶200剛體測壓1.226整體阻力系數極值5濕冷塔(167m)雙塔B類1∶200剛體測壓1.193迎風面徑向位移均值6濕冷塔(155m)三塔B類1∶200剛體測壓1.336整體阻力系數均值7間冷塔(180m)三塔B類1∶250剛體測壓1.190整體阻力系數均值8濕冷塔(150m)四塔B類1∶200剛體測壓1.254整體阻力系數極值9濕冷塔(177m)四塔A類1∶200剛體測壓1.385整體阻力系數極值10濕冷塔(184m)八塔B類1∶200剛體測壓1.444整體阻力系數極值

圖18 最不利風向角下塔A、塔B最大負壓截面湍動能分布云圖

Fig.18TubulenceenergydistributiononthebiggestnegativepressuresectionsoftowerAandBatthemostunfavorablewinddirections

圖19 最不利風向角下塔A、塔B側面湍動能分布云圖

Fig.19TurbulenceenergydistributiononthesideoftowerAandBatthemostunfavorablewinddirections

5 結 論

(1) 針對本文研究方法以及所獲得結論的有效性，一方面，基于風洞試驗和CFD數值模擬得到的單個冷卻塔平均風壓分布與規范、實測曲線的分布規律和數值一致，驗證了數值模擬和雷諾數效應補償的有效性；另一方面，在考慮復雜山體環境下兩種方法獲得的基于極值負風壓的干擾系數分布規律一致，最大值誤差不超過10%，證明了基于CFD方法對考慮復雜山體環境雙塔布置超大型冷卻塔的干擾效應進行研究是準確可行的。

(2) 復雜山體的干擾比不考慮周邊環境的群塔干擾影響更大，其原因是山體高聳且距離冷卻塔很近時易在低洼處形成低矮狹谷入口，增強了冷卻塔的來流湍流，同時周邊復雜環境會形成“夾道效應”，使在夾道中的來流風速度增加且在“夾道”壁面之間相互碰撞與加劇對流，進而顯著增強冷卻塔周圍流場的漩渦強度，而高強度渦旋掠過塔筒迎風面盤旋至近喉部高度側風面，近喉部位置的頸縮進一步促進了湍流增益與漩渦脫落，最終顯著增大塔筒側風區域的最大負壓值。

(3) 復雜山體對冷卻塔群三維風壓分布模式的影響顯著，各塔表面平均壓力系數的對稱性消失，且不同風向角下冷卻塔表面平均壓力系數差異顯著，同時，在特定風向角下，前塔對后塔的遮擋作用使得前后塔之間的相互干擾效應顯著，前塔的尾流發展影響了后塔的風壓分布，而后塔的風壓分布反過來也改變前塔的尾渦，使得前塔背風區呈現正壓分布。

(4) 由于復雜山體等周邊環境形成的低矮峽谷和“夾道效應”影響，在最不利工況下，本文通過風洞試驗和CFD方法得到的基于極值負風壓的干擾系數分別達到1.586和1.459。研究結論可為此類考慮復雜環境大型冷卻塔的干擾系數取值提供參考。