柯世堂, 余文林, 王 浩, 朱 鵬, 余 瑋, 杜凌云

(南京航空航天大學(xué) 土木工程系, 南京 210016)

0 引 言

大型冷卻塔屬于典型的風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)，常見雙塔布置冷卻塔群的風(fēng)荷載研究極為重要，現(xiàn)有研究和《工業(yè)循環(huán)水冷卻設(shè)計規(guī)范》[1]均詳細(xì)給出了不同塔間距雙塔布置冷卻塔的干擾系數(shù)取值。但國內(nèi)外鮮有學(xué)者對復(fù)雜山體和冷卻塔群之間的干擾效應(yīng)進(jìn)行系統(tǒng)研究，從而導(dǎo)致工程設(shè)計人員不能充分預(yù)估周邊山體干擾效應(yīng)的影響。

文獻(xiàn)[2]通過氣彈模型試驗(yàn)進(jìn)行了雙塔風(fēng)效應(yīng)干擾研究，并分析了基于響應(yīng)平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和極值的干擾系數(shù)分布規(guī)律；文獻(xiàn)[3-4]基于風(fēng)洞試驗(yàn)和有限元方法對比研究了雙塔布置狀態(tài)下不同干擾系數(shù)取值方法之間的差異；文獻(xiàn)[5-6]采用CFD方法對考慮了不同塔間距、組合形式和透風(fēng)率影響的群塔組合進(jìn)行了流場特性和風(fēng)壓分布特性研究，進(jìn)而總結(jié)歸納了冷卻塔群的干擾效應(yīng)；文獻(xiàn)[7-8]基于風(fēng)洞試驗(yàn)對山體環(huán)境下冷卻塔等結(jié)構(gòu)進(jìn)行了等效靜風(fēng)荷載和干擾效應(yīng)研究，結(jié)果表明，山體等周邊環(huán)境將顯著增大冷卻塔表面平均風(fēng)壓和脈動風(fēng)壓。

以國內(nèi)建成的復(fù)雜山體環(huán)境下雙塔布置超大型冷卻塔為工程背景，基于風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬兩種方法，對考慮復(fù)雜山體的雙塔布置冷卻塔群的風(fēng)壓分布模式和表面流場信息進(jìn)行系統(tǒng)研究，并將基于兩種方法得到的單個冷卻塔的風(fēng)壓分布與《工業(yè)循環(huán)水冷卻設(shè)計規(guī)范》(后文簡稱為“規(guī)范”)及實(shí)測曲線進(jìn)行對比，驗(yàn)證雷諾數(shù)效應(yīng)補(bǔ)償和數(shù)值模擬的有效性。在此基礎(chǔ)上，對比分析考慮復(fù)雜山體環(huán)境和周邊建筑干擾時冷卻塔表面最大負(fù)壓、平均風(fēng)壓和基于極值負(fù)風(fēng)壓的干擾系數(shù)特性，同時針對最不利工況開展復(fù)雜山體和塔群之間的風(fēng)致干擾機(jī)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(jìn)風(fēng)口高度32.5m；喉部直徑110m，進(jìn)風(fēng)口直徑159m，塔底零米直徑180m。塔筒底部由52對X型支柱與環(huán)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(fù)雜山體及建筑物的干擾性能和試驗(yàn)效率，選取冷卻塔周邊高度大于30m的結(jié)構(gòu)并考慮其干擾效應(yīng)，表1給出了主要干擾建筑物的高度。冷卻塔周圍存在環(huán)繞塔群的復(fù)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(yīng)。

定義塔A、塔B中心點(diǎn)連線的中垂線南北方向?yàn)?°風(fēng)向角，逆時針每隔22.5°為1個工況，共計16個工況?？紤]到超大型冷卻塔百葉窗的常規(guī)工作狀態(tài)，按30%透風(fēng)率等效為百葉窗開啟效應(yīng)，不同透風(fēng)率百葉窗對冷卻塔周邊流場的影響詳見文獻(xiàn)[9]。圖1給出了冷卻塔的結(jié)構(gòu)示意圖和試驗(yàn)平面布置圖。

(a) 結(jié)構(gòu)示意圖

(b) 平面布置圖

建筑物類別煙囪引風(fēng)機(jī)室送風(fēng)機(jī)室電除塵器鍋爐房煤倉間汽機(jī)房建筑物1建筑物2210240335266368897.555953536

2 風(fēng)洞試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在南京航空航天大學(xué)NH-2大氣邊界層閉口回流式矩形截面風(fēng)洞中進(jìn)行，試驗(yàn)段截面尺寸為5.0m×4.5m?？紤]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(qiáng)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(fēng)速儀、A/D板、PC機(jī)和專用軟件組成的系統(tǒng)，測量風(fēng)洞流場的平均風(fēng)速、風(fēng)速剖面、湍流度以及脈動風(fēng)功率譜等數(shù)據(jù)。風(fēng)壓測試系統(tǒng)由美國SCANIVALUE掃描閥公司的DSM3000電子式壓力掃描閥系統(tǒng)(量程分別為±254mmH2O和±508mmH2O)、PC機(jī)及自編的信號采集和數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)構(gòu)成。試驗(yàn)采樣頻率為512Hz，每次采樣長度為10240個數(shù)據(jù)。待測冷卻塔外表面沿子午向和環(huán)向布置12×36=432個測壓點(diǎn)，具體測點(diǎn)布置如圖2所示。

(a) 子午向

(b) 環(huán)向

2.2 風(fēng)場模擬與雷諾數(shù)效應(yīng)補(bǔ)償

試驗(yàn)風(fēng)場按B類地貌進(jìn)行模擬，風(fēng)剖面指數(shù)為0.15。圖3給出了B類風(fēng)場試驗(yàn)測得的平均風(fēng)剖面、湍流強(qiáng)度和脈動風(fēng)譜(其中，平均風(fēng)剖面中的風(fēng)速是基于風(fēng)洞試驗(yàn)相似比要求換算得到的實(shí)際結(jié)構(gòu)風(fēng)速)。由圖3可知：風(fēng)場模擬的平均風(fēng)剖面與規(guī)范較吻合，且湍流強(qiáng)度在近地面處接近15%，亦滿足規(guī)范的相關(guān)規(guī)定；將試驗(yàn)測得的脈動風(fēng)譜進(jìn)行擬合，并與Davenport譜、Harris譜、Karman譜的曲線進(jìn)行對比，可認(rèn)為該風(fēng)場模擬的脈動風(fēng)譜滿足工程要求。

在設(shè)計風(fēng)速下，該超大型冷卻塔原型結(jié)構(gòu)的雷諾數(shù)可達(dá)108。由于物理風(fēng)洞本身的局限性，難以通過提高試驗(yàn)風(fēng)速或增大結(jié)構(gòu)模型幾何尺寸的方法模擬此類結(jié)構(gòu)在高雷諾數(shù)下的表面繞流形態(tài)。由于類圓柱結(jié)構(gòu)繞流特性不僅與雷諾數(shù)相關(guān)，還與表面粗糙度等因素有密切聯(lián)系，已有研究[11]及課題組的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)表明，通過適當(dāng)改變模型表面粗糙度，可近似模擬高雷諾數(shù)下結(jié)構(gòu)的繞流特性。因此，本文采用10m/s風(fēng)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(jìn)行單個冷卻塔雷諾數(shù)效應(yīng)模擬。圖4(a)給出了單塔雷諾數(shù)效應(yīng)模擬試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾脠D，圖4(b)給出了單塔雷諾數(shù)效應(yīng)模擬后的整體試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾脠D。

(a) 平均風(fēng)剖面及湍流強(qiáng)度分布

(b) 脈動風(fēng)譜對比

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾脠D

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(shù)分布以及最優(yōu)模擬風(fēng)壓結(jié)果與規(guī)范及實(shí)測曲線的對比，表2給出了單個冷卻塔整體阻力系數(shù)特征值與冷卻塔設(shè)計規(guī)范及實(shí)測結(jié)果對比。分析比較可知：(1)在冷卻塔外表面適當(dāng)粘貼粗糙紙帶，可顯著改變冷卻塔表面平均風(fēng)壓分布模式，從而有效進(jìn)行單個冷卻塔高雷諾數(shù)效應(yīng)補(bǔ)償；(2) 10m/s風(fēng)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(fēng)場中的雷諾數(shù)效應(yīng)模擬效果最好；(3)風(fēng)洞試驗(yàn)單塔喉部斷面平均風(fēng)壓與規(guī)范及實(shí)測曲線[12]分布規(guī)律和數(shù)值基本一致，僅在負(fù)壓極值區(qū)數(shù)值略有差異，脈動風(fēng)壓沿環(huán)向分布規(guī)律與國外實(shí)測曲線[13-14]基本一致，數(shù)值與國內(nèi)試驗(yàn)結(jié)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(shù)均值為0.408，在規(guī)范及實(shí)測結(jié)果之間且數(shù)值非常接近，最大相差小于6%。

(a) 不同模擬措施平均風(fēng)壓分布

(b) 最優(yōu)模擬措施平均風(fēng)壓分布

(c) 最優(yōu)模擬措施脈動風(fēng)壓分布

名稱整體阻力系數(shù)特征值均值根方差極值單塔0.4080.1200.708規(guī)范0.386//西熱曲線(實(shí)測結(jié)果)0.426//

2.3 風(fēng)壓系數(shù)特性

圖6給出了風(fēng)洞試驗(yàn)單塔風(fēng)壓系數(shù)均值與均方差分布。由圖可見，單塔工況風(fēng)壓系數(shù)三維分布特征較為顯著，風(fēng)壓系數(shù)均值關(guān)于180°呈現(xiàn)良好的對稱性，正壓與負(fù)壓最值分別出現(xiàn)在環(huán)向0°與72°處；風(fēng)壓系數(shù)脈動值對稱性較弱，迎風(fēng)面風(fēng)壓系數(shù)相對背風(fēng)面脈動較強(qiáng)。

(a) 均值

(b) 均方差

Fig.6Meanvalueandstandarddeviationdistributionofwindpressurecoefficientforsingletower

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

(a) 均值

(b) 均方差

Fig.7MeanvalueandstandarddeviationdistributionofwindpressurecoefficientfortowerA

(a) 均值

(b) 均方差

Fig.8MeanvalueandstandarddeviationdistributionofwindpressurecoefficientfortowerB

3 CFD數(shù)值模擬

3.1 計算域與網(wǎng)格劃分

為保證超大型冷卻塔尾流充分發(fā)展，計算域設(shè)置為順風(fēng)向15000m×橫風(fēng)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(yàn)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(qū)域和局部加密區(qū)域，形狀規(guī)整的外圍區(qū)域采用高質(zhì)量的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，而內(nèi)含冷卻塔群、復(fù)雜山體和周圍干擾建筑的局部加密區(qū)域，則采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分。整體模型網(wǎng)格數(shù)量超過4000萬且網(wǎng)格質(zhì)量大于0.40，網(wǎng)格數(shù)量及質(zhì)量均滿足模擬要求。計算域及模型網(wǎng)格劃分如圖9所示(限于篇幅，圖中僅給出0°風(fēng)向角工況)。

(a) 計算域立體圖

(b) 加密區(qū)立體圖

3.2 湍流模型選取與邊界條件設(shè)置

本文計算方法采用三維穩(wěn)態(tài)隱式算法，空氣風(fēng)場選用不可壓縮流場，湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)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(xiàng)、動量方程都采用二階迎風(fēng)格式離散。同時，在計算過程中設(shè)置了網(wǎng)格傾斜校正，以提高混合網(wǎng)格計算效果，控制方程的計算殘差設(shè)置為1×10-6。

定義進(jìn)口邊界條件為速度入口，按照B類地貌設(shè)置對應(yīng)的速度和湍流強(qiáng)度分布。其中，該冷卻塔所在地區(qū)10m高度處100年重現(xiàn)期10min最大平均風(fēng)速為23.7m/s，10m高度名義湍流度取為0.14，地面粗糙度系數(shù)為0.15，且通過用戶自定義函數(shù)實(shí)現(xiàn)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(jié)構(gòu)表面采用無滑移壁面，計算域兩側(cè)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(shù)值模擬與有效性驗(yàn)證

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

圖10 單塔數(shù)值模擬結(jié)果

圖11給出了數(shù)值模擬單塔喉部斷面平均風(fēng)壓系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果、規(guī)范曲線[1]和實(shí)測曲線[12]對比圖。分析可知，數(shù)值模擬單塔喉部斷面平均風(fēng)壓分布曲線的負(fù)壓極值點(diǎn)和分離點(diǎn)對應(yīng)角度與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果、規(guī)范曲線和實(shí)測曲線完全一致，迎風(fēng)和背風(fēng)區(qū)域風(fēng)壓系數(shù)數(shù)值吻合較好，僅側(cè)風(fēng)區(qū)負(fù)壓值略有差異。

圖11 試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范及實(shí)測結(jié)果對比

Fig.11Comparisonamongexperimentalresults,codeandactualmeasurementresults

4 雙塔數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)對比

4.1 基于極值負(fù)風(fēng)壓的干擾系數(shù)及分布規(guī)律

在國內(nèi)外冷卻塔設(shè)計規(guī)范中，德國VGB規(guī)范[17]對冷卻塔群塔干擾系數(shù)的規(guī)定較為詳細(xì)，其群塔干擾系數(shù)的表達(dá)式為：

(1)

式中，F(xiàn)I為干擾系數(shù)；Pg為群塔風(fēng)荷載干擾參數(shù)；Ps為單塔風(fēng)荷載干擾參數(shù)。

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

(2)

式中，F(xiàn)I為基于極值負(fù)風(fēng)壓的干擾系數(shù)；Cpq和Cpd分別為群塔和單塔的表面風(fēng)壓系數(shù)；θ和z分別為冷卻塔的環(huán)向角度和豎向高度。

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

表3 不同風(fēng)向角下塔A、塔B最大負(fù)壓系數(shù)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(shù)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(fēng)向角下，基于風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬得到的塔A、塔B的升力系數(shù)和阻力系數(shù)分布。其中，塔筒橫風(fēng)向升力系數(shù)CL和順風(fēng)向阻力系數(shù)CD計算公式[4]分別如下：

(3)

(4)

式中，CPi為塔筒上測點(diǎn)i的平均風(fēng)壓系數(shù)，Ai為第i測點(diǎn)壓力覆蓋面積，θi為第i測點(diǎn)壓力與風(fēng)軸方向夾角，AT為整體結(jié)構(gòu)風(fēng)軸方向投影面積。

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

(a) 升力系數(shù)

Fig.13LiftcoefficientanddragcoefficientdistributionoftowerAandtowerBatthemostunfavorablewinddirections

4.3 平均風(fēng)壓分布特性

對圖12給出的不同風(fēng)向角下雙塔布置塔A、塔B的基于極值負(fù)風(fēng)壓的干擾系數(shù)及其分布規(guī)律進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)考慮復(fù)雜山體環(huán)境時各冷卻塔最不利風(fēng)向角下干擾系數(shù)普遍較大。為分析其形成原因并給出機(jī)理解釋，圖14、15分別給出了塔A、塔B最不利風(fēng)向角下三維壓力系數(shù)云圖和最大負(fù)壓截面壓力云圖。分析可知：

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

(2) 在不同風(fēng)向角下，同一冷卻塔表面風(fēng)壓系數(shù)差異顯著，不同冷卻塔表面風(fēng)壓分布亦有很大區(qū)別；

(3) 在特定風(fēng)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(yīng)顯著，前塔的尾流發(fā)展影響了后塔的風(fēng)壓分布，而后塔的風(fēng)壓分布反過來改變前塔的尾渦，使得前塔背風(fēng)區(qū)呈現(xiàn)正壓分布。

(b) 塔B(225°風(fēng)向角)

Fig.14Three-dimensionalpressurecoefficientcontoursoftowerAandtowerBatthemostunfavorablewinddirections

(a) 塔A(247.5°風(fēng)向角)

(b) 塔B(225°風(fēng)向角)

Fig.15PressurecontoursonthebiggestpressuresectionsoftowerAandtowerBatthemostunfavorablewinddirections

4.4 干擾效應(yīng)機(jī)理研究

圖16、17分別給出了最不利風(fēng)向角下塔A、塔B典型截面速度流場圖。根據(jù)不同來流風(fēng)向角下冷卻塔是否受復(fù)雜山體、周邊建筑和其他冷卻塔對來流風(fēng)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(fēng)面產(chǎn)生分離，沿塔筒外表面繞流且加速流經(jīng)塔筒兩側(cè)，在背風(fēng)區(qū)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(fēng)的阻擋，受干擾塔流動分離點(diǎn)發(fā)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(fēng)向角下，塔A受塔B和建筑2的影響顯著；在225°風(fēng)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(cè)加速流動更為明顯，同時由于最大負(fù)壓高度與喉部位置較為接近，該區(qū)域風(fēng)速與湍流的增益進(jìn)一步增大了表面壓力，且均出現(xiàn)在塔A、塔B的近山體一側(cè)。

(4) 隨著高度的增大，周邊復(fù)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(yīng)依然顯著。在不同風(fēng)向角下，冷卻塔周圍流場差異顯著，但均在塔筒背風(fēng)區(qū)產(chǎn)生回流及尺度不同的渦旋。

圖18、19分別給出了最不利風(fēng)向角下塔A、塔B的最大負(fù)壓截面以及側(cè)面湍動能分布。由圖可知：考慮復(fù)雜山體和周邊建筑干擾時，各冷卻塔周邊湍動能分布出現(xiàn)顯著差異，主要體現(xiàn)在冷卻塔最大負(fù)壓截面處出現(xiàn)明顯的湍動能增值區(qū)域，該區(qū)域?qū)?yīng)渦旋形成區(qū)域，反映了由于大尺寸渦旋的產(chǎn)生導(dǎo)致湍流作用強(qiáng)度增大；受上游干擾物影響， 247.5°風(fēng)向角下的塔A和225°風(fēng)向角下的塔B的最大負(fù)壓截面湍動能分布明顯不對稱，且背風(fēng)區(qū)喉部及以上位置湍流較強(qiáng)，其中塔B強(qiáng)于塔A。

復(fù)雜山體對冷卻塔群來流湍流和風(fēng)壓分布模式的影響顯著。表4為國內(nèi)電廠典型群塔組合最不利來流風(fēng)向角下最大干擾系數(shù)匯總表。根據(jù)表4及相關(guān)研究[18-20]，無山體干擾時，常見群塔干擾系數(shù)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(fēng)向角下引起)，本文通過風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法得到的基于極值負(fù)風(fēng)壓的干擾系數(shù)分別達(dá)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(fēng)向角下，復(fù)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(yīng)”，使來流風(fēng)在夾道中速度增大，并在“夾道”壁面之間加劇碰撞并進(jìn)一步對流，增強(qiáng)了塔A周邊流場漩渦強(qiáng)度；高強(qiáng)度渦旋掠過塔A迎風(fēng)面上升至近喉部側(cè)風(fēng)區(qū)，而近喉部位置的頸縮進(jìn)一步促進(jìn)了湍流增益并加速了漩渦脫落，最終顯著增大了塔筒側(cè)風(fēng)區(qū)的最大負(fù)壓。

圖16 最不利工況下(247.5°風(fēng)向角)塔A速度流場圖

圖17 最不利工況下(225°風(fēng)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(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ透蓴_系數(shù)干擾參數(shù)1濕冷塔(150m)雙塔B類1∶200剛體測壓1.107迎風(fēng)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(shù)均值3濕冷塔(150m)雙塔B類1∶200剛體測壓1.192最大負(fù)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(shù)極值5濕冷塔(167m)雙塔B類1∶200剛體測壓1.193迎風(fēng)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(shù)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(shù)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(shù)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(shù)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(shù)極值

圖18 最不利風(fēng)向角下塔A、塔B最大負(fù)壓截面湍動能分布云圖

Fig.18TubulenceenergydistributiononthebiggestnegativepressuresectionsoftowerAandBatthemostunfavorablewinddirections

圖19 最不利風(fēng)向角下塔A、塔B側(cè)面湍動能分布云圖

Fig.19TurbulenceenergydistributiononthesideoftowerAandBatthemostunfavorablewinddirections

5 結(jié) 論

(1) 針對本文研究方法以及所獲得結(jié)論的有效性，一方面，基于風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬得到的單個冷卻塔平均風(fēng)壓分布與規(guī)范、實(shí)測曲線的分布規(guī)律和數(shù)值一致，驗(yàn)證了數(shù)值模擬和雷諾數(shù)效應(yīng)補(bǔ)償?shù)挠行裕涣硪环矫?，在考慮復(fù)雜山體環(huán)境下兩種方法獲得的基于極值負(fù)風(fēng)壓的干擾系數(shù)分布規(guī)律一致，最大值誤差不超過10%，證明了基于CFD方法對考慮復(fù)雜山體環(huán)境雙塔布置超大型冷卻塔的干擾效應(yīng)進(jìn)行研究是準(zhǔn)確可行的。

(2) 復(fù)雜山體的干擾比不考慮周邊環(huán)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(qiáng)了冷卻塔的來流湍流，同時周邊復(fù)雜環(huán)境會形成“夾道效應(yīng)”，使在夾道中的來流風(fēng)速度增加且在“夾道”壁面之間相互碰撞與加劇對流，進(jìn)而顯著增強(qiáng)冷卻塔周圍流場的漩渦強(qiáng)度，而高強(qiáng)度渦旋掠過塔筒迎風(fēng)面盤旋至近喉部高度側(cè)風(fēng)面，近喉部位置的頸縮進(jìn)一步促進(jìn)了湍流增益與漩渦脫落，最終顯著增大塔筒側(cè)風(fēng)區(qū)域的最大負(fù)壓值。

(3) 復(fù)雜山體對冷卻塔群三維風(fēng)壓分布模式的影響顯著，各塔表面平均壓力系數(shù)的對稱性消失，且不同風(fēng)向角下冷卻塔表面平均壓力系數(shù)差異顯著，同時，在特定風(fēng)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(yīng)顯著，前塔的尾流發(fā)展影響了后塔的風(fēng)壓分布，而后塔的風(fēng)壓分布反過來也改變前塔的尾渦，使得前塔背風(fēng)區(qū)呈現(xiàn)正壓分布。

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