朱 鵬, 柯世堂

(南京航空航天大學 土木工程系, 江蘇 南京 210016)

0 引 言

我國《火力發(fā)電廠水工設計規(guī)范》(DL/T5339-2006)[1]中規(guī)定兩個冷卻塔之間的中心距不得小于基底直徑的1.5倍，但是對冷卻塔附屬設施和周圍建筑環(huán)境，如高大山體、煙囪、進風口處增設導風裝置及其它發(fā)電廠構筑物對塔體的干擾效應規(guī)范未做明確規(guī)定。已有研究[2,3]表明，冷卻塔進行結構設計時不考慮這些因素會導致風荷載取值偏于不安全。Niemann[4]通過風洞試驗研究了周邊干擾對塔筒表面平均和極值風壓分布的影響，趙林等[5]系統(tǒng)研究了雙塔塔距、來流風向角和流場條件對冷卻塔風振系數(shù)的影響；沈國輝等[6]采用計算流體動力學方法分析了不同塔間距和風向角情況下冷卻塔的風荷載分布規(guī)律；周旋等[7]對單塔、雙塔布置及雙塔與周邊山地環(huán)境布置三種狀態(tài)下的風荷載進行了探討；程霄翔等[8]通過風洞試驗研究了八塔組合冷卻塔群之間的干擾效應。但國內(nèi)外鮮有學者對增設不同導風裝置后的冷卻塔風致響應特性進行研究，更缺乏對增設導風裝置后雙塔之間的風荷載和干擾效應的研究。

鑒于此，對內(nèi)陸某核電超大型冷卻塔(215 m)增設三種典型導風裝置，通過風洞試驗對比研究了設計中最常用塔距的雙塔布置下不同導風裝置對塔筒表面風荷載和干擾效應的影響，其中包括平均風壓、脈動風壓、峰值因子、極值風壓和干擾因子等參數(shù)。相關結論可為考慮導風裝置的超大型冷卻塔設計風荷載取值提供科學依據(jù)。

1 風洞試驗

1.1 模型參數(shù)及測點布置

以內(nèi)陸在建的某核電超大型冷卻塔為例[9]，高度為215 m，塔頂外半徑53.2 m，喉部中面半徑49.5 m，進風口中面半徑78.1 m，通風殼體采用分段等厚，最小厚度0.26 m，最大厚度1.3 m，塔筒由48對均勻分布的人字柱支撐。為滿足阻塞率小于5%，按1∶500縮尺比制作冷卻塔剛體測壓模型，冷卻塔外表面沿其子午向和環(huán)向布置12×36共432個表面壓力測點。

圖1給出了被測塔模型的測點布設與雙塔布置示意圖，被測塔和干擾塔的中心連線與來流風向的夾角為風向角θ，0°～180°風向角每隔22.5°為一個工況，共計9個風向角，0°風向角為被測塔在前，干擾塔在后，取工程中常見塔間距1.5D(D為底支柱0 m直徑)。

(a) 測點布置高度

(b) 雙塔位置示意

(c) 風洞試驗雙塔布置示意

1.2 流場模擬結果

冷卻塔剛體測壓試驗所用風洞是一座具有串置雙試驗段的全鋼結構的閉口回流低速風洞，主試驗段寬3 m、高2 m、長20 m。風速連續(xù)可調(diào)，最大風速可達45 m/s；測壓系統(tǒng)采用美國Scanivalve公司的電子掃描閥測壓系統(tǒng)。三角尖劈和地面粗糙元置于來流前部，用以模擬B類地貌的大氣邊界層，風剖面指數(shù)α=0.15。圖2給出了B類流場實測的平均風剖面、湍流強度和脈動風譜，可見風場模擬的平均風剖面及湍流強度和規(guī)范比較吻合，脈動風譜滿足工程要求。

1.3 試驗工況

圖3給出了無導風裝置和增設三種導風裝置的冷卻塔剛體測壓模型示意圖，三種導風裝置分別為外部進水槽、矩形導風板和弧形導風板，三種導風裝置均布設在大型冷卻塔進風口上端，導風裝置的詳細尺寸見圖4所示。

(a) 平均風速和湍流度剖面圖

(b) 脈動風譜對比示意圖

圖3 不同導風裝置冷卻塔剛體測壓模型示意圖Fig.3 The sketches of cooling towers with and without different air-deflectors

為方便下文敘述，定義：無導風裝置為DF0，外部進水槽為DF1，矩形導風板為DF2，弧形導風板為DF3。

圖4 不同導風裝置模型的詳細尺寸示意圖Fig.4 Detail sizes of different air-deflectors

1.4 雷諾數(shù)效應模擬

大型冷卻塔原形結構在設計風速下雷諾數(shù)范圍為107～108之間。由于物理風洞本身的局限性，難以簡單通過提高試驗風速或增大結構模型幾何尺寸再現(xiàn)這種高雷諾數(shù)下表面繞流形態(tài)。類圓柱結構繞流特性不僅與雷諾數(shù)有關，而且還與表面粗糙度等因素有密切的關系，因此可通過適當改變模型表面粗糙度來近似模擬高雷諾數(shù)時的繞流特性[10]。

通過比較了多種改變表面粗糙度方案，最后確定采用在表面貼粗糙紙帶(沿圓周均勻分布二三間隔寬5 mm、厚0.1 mm，總計36條豎向通長粗糙紙帶)和調(diào)整試驗風速(10 m/s)手段來模擬高雷諾數(shù)效應[11]。由圖5(a)可知表面貼粗糙紙帶在10 m/s試驗風速下冷卻塔中間斷面壓力系數(shù)分布與規(guī)范值吻合較好。

圖5(b)給出了無導風裝置的冷卻塔塔筒典型斷面脈動風壓與國內(nèi)外實測[11-12]及風洞試驗[13]分布曲線對比示意圖，對比發(fā)現(xiàn)風洞試驗獲得的脈動風壓分布趨勢和數(shù)值均與已有實測和試驗結果接近，考慮到脈動風壓分布與實測塔所處的地形、來流湍流和周邊干擾密切相關，因此本文基于風洞試驗得到的脈動風壓具有一定的有效性，可用于后續(xù)的風荷載隨機分布特性研究。

(a) 各工況單塔試驗結果與規(guī)范表面壓力分布對比

(b) 風洞試驗[13]、國內(nèi)外實測和本文試驗脈動風壓結果對比

2 試驗結果分析

2.1 平均風壓系數(shù)

限于篇幅，圖6給出5個典型風向角下塔筒典型斷面(第3和9層)平均壓力系數(shù)值，對比發(fā)現(xiàn)：45°風向角下被測塔與干擾塔局部區(qū)域呈現(xiàn)較為顯著的“夾道效應”，導致DF0的負壓區(qū)壓力系數(shù)增大了0.16；增設導風裝置后，塔筒下部背風面壓力系數(shù)呈現(xiàn)出明顯波動，以DF1最為顯著。風向角90°時，“夾道效應”最為明顯，塔筒下部側風面負壓極值區(qū)壓力系數(shù)小于-1.0，且增設導風裝置后第3層測點背風區(qū)壓力系數(shù)波動明顯。風向角180°時，被測塔被完全遮擋，此時壓力系數(shù)極大值與極小值差值最小，并且塔筒表面壓力系數(shù)為各工況下的最小值；在塔筒迎風面區(qū)域，干擾塔的尾流影響了被測塔的迎風面正壓，第3層測點壓力系數(shù)出現(xiàn)兩個峰值。

(a) 0°典型測點層壓力系數(shù)

(b) 45°典型測點層壓力系數(shù)

(c) 90°典型測點層壓力系數(shù)

(d) 135°典型測點層壓力系數(shù)

(e) 180°典型測點層壓力系數(shù)

2.2 脈動風壓系數(shù)

圖7給出了增設不同導風裝置的被測塔在典型風向角下表面脈動風壓的分布云圖，對比分析得出： 風向角0°下增設導風裝置對被測塔的脈動風壓影響較小，僅有DF3的迎風面與側風面脈動風壓變化顯著，此時塔筒中下部側風面脈動風壓數(shù)值超過0.3；風向角90°時，由于被測塔與干擾塔局部區(qū)域形成“夾道效應”，塔筒兩側脈動風壓分布差異明顯，增設導風裝置增大了塔筒背風面下部的脈動風壓數(shù)值；風向角180°時，被測塔被干擾塔遮擋，此時增設不同導風裝置的被測塔負壓極值區(qū)域脈動風壓差異較小。

圖7 不同導風裝置典型風向角下的脈動風壓分布圖Fig.7 Fluctuating wind pressurewith different air-deflectors and typical wind direction

2.3 峰值因子

文獻[14]通過對無導風裝置冷卻塔表面脈動風壓研究得出峰值因子取值在3.0～5.0之間，本文為研究不同導風裝置對冷卻塔脈動風壓峰值因子取值的影響，基于高斯過程假定，采用峰值因子法[15]計算出各導風裝置表面測點的峰值因子，結果如圖8所示。

分析得出：導風裝置對于不同高度測點的峰值因子影響差別明顯，其中第3層斷面受導風裝置影響較大，峰值因子變化較為明顯，隨著高度的增長，第9層測點的峰值因子變化較??；隨著風向角逐漸增大，塔間干擾效應加強，峰值因子極值區(qū)域隨之逐漸偏移，其中90°風向角工況為峰值因子取值最不利位置。

圖8 典型風向角下第3斷面與第9斷面測點峰值因子分布圖Fig.8 Peak factor distribution of the 3rd section and 9th section with the typical wind direction

2.4 極值風壓系數(shù)

為便于直觀分析雙塔干擾下增設不同導風裝置對極值風壓的影響，將增設導風裝置后得到的風壓極值減去未增設導風裝置時的風壓極值，此時得到的差值即為雙塔干擾下增設導風裝置對極值風壓的影響。

圖9給出了典型風向角下增設導風裝置對冷卻塔塔筒表面第3層測點風壓極值的影響示意圖。分析得出：風向角0°時，增設不同導風裝置對塔筒下部風壓極大值影響較小，僅有DF3對塔筒背風面影響較大，增幅達到了0.2；導風裝置有效減少了塔筒第3層測點的風壓極小值。風向角45°時，增設導風裝置后被測塔與干擾塔夾縫的背面風壓極值明顯增大，局部測點風壓極值減少達到了0.3。增設導風裝置對風向角90°時的塔筒側風面影響較小，但是對背風面風壓極值改變較大。隨著風向角的繼續(xù)轉動，不同導風裝置對被測塔迎風面風壓極值影響逐漸較小，但對側風面與背風面的影響不能忽略，當達到風向角180°時，被測塔受干擾塔尾流影響較大，背風面風壓極值均出現(xiàn)了明顯的脈動。

圖10給出了各典型風向角下增設導風裝置對冷卻塔塔筒第9層斷面測點風壓極大值與極小值的影響示意圖，與圖9給出的第3層斷面測點結果類似，極值風壓的分布規(guī)律均呈現(xiàn)出類似于冷卻塔模態(tài)中的正反對稱特點。導風裝置對塔筒側風面極值風壓影響較大，其中DF1對喉部側風面極值風壓增幅達到了0.5，且對背風面氣流干擾較大，導致其風壓極值波動明顯。

圖9 增設不同導風裝置典型風向角下被測塔第3層測點風壓極值變化示意圖Fig.9 The extreme wind pressure of 3rd floor measuring points with typical wind directions and different air-deflectors

圖10 增設不同導風裝置典型風向角下被測塔第9層測點風壓極值變化示意圖Fig.10 The extreme wind pressure of 9th floor measuring points with typical wind directions and different air-deflectors

2.5 干擾因子

定義雙塔層干擾因子為：增設導風裝置后的冷卻塔層阻力系數(shù)與未增設導風裝置時的層阻力系數(shù)的比值，得出雙塔干擾下增設導風裝置對塔筒各層阻力系數(shù)的干擾因子。計算公式為：

式中：CD,d為雙塔組合中增設導風裝置后被測塔各層阻力系數(shù)；CD,n為雙塔組合中未增設導風裝置時各層阻力系數(shù)。

圖11給出了不同導風裝置下塔筒各層干擾因子分布三維圖，分析得出增設DF1的被測塔層阻力系數(shù)干擾因子隨風向角的變化波動較小，僅有90°來流風向角時其數(shù)值變化顯著，此時最大干擾因子達到5.0，發(fā)生在喉部附近；增設DF2和DF3后層阻力系數(shù)干擾因子均沿子午向與環(huán)向出現(xiàn)多個峰值，其中子午向發(fā)生在塔筒下部與喉部偏上高度，分別對應模型的第2、3、7、9、12層，并且在135°風向角時導風裝置對中部層阻力系數(shù)有減小作用，此時干擾因子為0.5。

(a) DF1

(b) DF2

(c) DF3

3 結 論

本文基于風洞試驗系統(tǒng)研究了三種有導風裝置和無導風裝置的大型冷卻塔雙塔干擾表面風壓分布特性，主要涉及平均風壓、脈動風壓、峰值因子、極值風壓和干擾因子。主要結論如下：

1) 增設不同導風裝置導致被測塔塔筒背風面負壓區(qū)氣流紊亂，以90°風向角下弧形導風板對塔筒側風面負壓值增大最為明顯，同時弧形導風板對迎風面與側風面脈動風壓影響不可忽略，塔筒中下部側風面脈動風壓數(shù)值超過了0.3；

2) 增設不同導風裝置對被測塔塔筒上部斷面測點峰值因子影響較小，但對下部斷面測點峰值因子影響不可忽略，峰值因子沿環(huán)向分布波動顯著，其數(shù)值主要分布在3.2～3.6之間；

3) 增設不同導風裝置后被測塔極值風壓分布規(guī)律類似于冷卻塔模態(tài)的正反對稱特點，隨著來流風向角的增大，不同導風裝置對被測塔迎風面風壓極值影響逐漸較小，但對側面與背風面極值風壓的影響顯著，其中外部進水槽對喉部側風面極值風壓增幅達到了0.5；

4) 增設導風裝置后被測塔層阻力系數(shù)干擾因子沿塔筒子午向和環(huán)向出現(xiàn)了多個峰值，90°風向角時干擾因子明顯增大，帶外部進水槽的冷卻塔中上部斷面層阻力系數(shù)干擾因子增大了近5倍，135°風向角時增設導風裝置對塔筒中部斷面層阻力系數(shù)有減小作用，此時干擾因子為0.5。