復(fù)雜山體下雙塔布置超大型冷卻塔 風(fēng)致干擾效應(yīng)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(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(jiàn)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(jì)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(guó)內(nèi)外鮮有學(xué)者對(duì)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(jì)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(guò)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(duì)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(duì)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(chǎng)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(duì)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(dòng)風(fēng)壓。

以國(guó)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(duì)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(chǎng)信息進(jìn)行系統(tǒng)研究，并將基于兩種方法得到的單個(gè)冷卻塔的風(fēng)壓分布與《工業(yè)循環(huán)水冷卻設(shè)計(jì)規(guī)范》(后文簡(jiǎn)稱(chēng)為“規(guī)范”)及實(shí)測(cè)曲線(xiàn)進(jìn)行對(duì)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(duì)比分析考慮復(fù)雜山體環(huán)境和周邊建筑干擾時(shí)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(shí)針對(duì)最不利工況開(kāi)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(duì)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?chē)嬖诃h(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(xiàn)的中垂線(xiàn)南北方向?yàn)?°風(fēng)向角，逆時(shí)針每隔22.5°為1個(gè)工況，共計(jì)16個(gè)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(kāi)啟效應(yīng)，不同透風(fēng)率百葉窗對(duì)冷卻塔周邊流場(chǎng)的影響詳見(jiàn)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(lèi)別煙囪引風(fēng)機(jī)室送風(fēng)機(jī)室電除塵器鍋爐房煤倉(cāng)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(cè)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(xiàn)/熱膜風(fēng)速儀、A/D板、PC機(jī)和專(zhuān)用軟件組成的系統(tǒng)，測(cè)量風(fēng)洞流場(chǎng)的平均風(fēng)速、風(fēng)速剖面、湍流度以及脈動(dòng)風(fēng)功率譜等數(shù)據(jù)。風(fēng)壓測(cè)試系統(tǒng)由美國(guó)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(hào)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(zhǎng)度為10240個(gè)數(shù)據(jù)。待測(cè)冷卻塔外表面沿子午向和環(huán)向布置12×36=432個(gè)測(cè)壓點(diǎn)，具體測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

(a) 子午向

(b) 環(huán)向

2.2 風(fēng)場(chǎng)模擬與雷諾數(shù)效應(yīng)補(bǔ)償

試驗(yàn)風(fēng)場(chǎng)按B類(lèi)地貌進(jìn)行模擬，風(fēng)剖面指數(shù)為0.15。圖3給出了B類(lèi)風(fēng)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)得的平均風(fēng)剖面、湍流強(qiáng)度和脈動(dòng)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(chǎng)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(mǎn)足規(guī)范的相關(guān)規(guī)定；將試驗(yàn)測(cè)得的脈動(dòng)風(fēng)譜進(jìn)行擬合，并與Davenport譜、Harris譜、Karman譜的曲線(xiàn)進(jìn)行對(duì)比，可認(rèn)為該風(fēng)場(chǎng)模擬的脈動(dòng)風(fēng)譜滿(mǎn)足工程要求。

在設(shè)計(jì)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(guò)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(lèi)結(jié)構(gòu)在高雷諾數(shù)下的表面繞流形態(tài)。由于類(lèi)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(guò)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(gè)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(dòng)風(fēng)譜對(duì)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(gè)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(cè)曲線(xiàn)的對(duì)比，表2給出了單個(gè)冷卻塔整體阻力系數(shù)特征值與冷卻塔設(shè)計(jì)規(guī)范及實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)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(gè)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(shí)，冷卻塔測(cè)壓模型在B類(lèi)風(fēng)場(chǎng)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(cè)曲線(xiàn)[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(dòng)風(fēng)壓沿環(huán)向分布規(guī)律與國(guó)外實(shí)測(cè)曲線(xiàn)[13-14]基本一致，數(shù)值與國(guó)內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果[15]較為接近；(4)單冷卻塔表面氣動(dòng)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(cè)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(dòng)風(fēng)壓分布

名稱(chēng)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(xiàn)(實(shí)測(cè)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(jiàn)，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(duì)稱(chēng)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(dòng)值對(duì)稱(chēng)性較弱，迎風(fēng)面風(fēng)壓系數(shù)相對(duì)背風(fēng)面脈動(dòng)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(shí)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(dòng)風(fēng)壓具有顯著的三維分布特征，來(lái)流角的改變打破了平均風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向角度的對(duì)稱(chēng)分布模式，塔A、塔B的正壓最值出現(xiàn)角度均與來(lái)流方向極為吻合，負(fù)壓最值相比來(lái)流角度落后70°左右；(2) 風(fēng)壓系數(shù)脈動(dòng)最值發(fā)生在來(lái)流角度±50°區(qū)間內(nèi)，關(guān)于來(lái)流方向不對(duì)稱(chēng)分布；(3) 塔A風(fēng)壓系數(shù)均值比塔B大，二者的脈動(dòng)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(jì)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(jì)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(jì)算域入口為5000m。模擬時(shí)各模型均采用三維足尺建模，試驗(yàn)時(shí)模型最大堵塞度不超過(guò)3%。為了兼顧計(jì)算效率及精度，將計(jì)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?chē)蓴_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(guò)4000萬(wàn)且網(wǎng)格質(zhì)量大于0.40，網(wǎng)格數(shù)量及質(zhì)量均滿(mǎn)足模擬要求。計(jì)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(jì)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(jì)算方法采用三維穩(wěn)態(tài)隱式算法，空氣風(fēng)場(chǎng)選用不可壓縮流場(chǎng)，湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型[16]，采用SIMPLEC算法解決動(dòng)量方程中速度分量和壓力的耦合問(wèn)題，計(jì)算中湍流動(dòng)能、湍流耗散項(xiàng)、動(dòng)量方程都采用二階迎風(fēng)格式離散。同時(shí)，在計(jì)算過(guò)程中設(shè)置了網(wǎng)格傾斜校正，以提高混合網(wǎng)格計(jì)算效果，控制方程的計(jì)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(lèi)地貌設(shè)置對(duì)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(guò)用戶(hù)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(duì)壓力為0。計(jì)算域地面以及冷卻塔等結(jié)構(gòu)表面采用無(wú)滑移壁面，計(jì)算域兩側(cè)面和頂面采用對(duì)稱(chēng)邊界條件，等價(jià)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(duì)稱(chēng)，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(lèi)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(shì)，極值出現(xiàn)在塔筒中部區(qū)域；(3)來(lái)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(xiàn)[1]和實(shí)測(cè)曲線(xiàn)[12]對(duì)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(xiàn)的負(fù)壓極值點(diǎn)和分離點(diǎn)對(duì)應(yīng)角度與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果、規(guī)范曲線(xiàn)和實(shí)測(cè)曲線(xiàn)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(cè)結(jié)果對(duì)比

Fig.11Comparisonamongexperimentalresults,codeandactualmeasurementresults

4 雙塔數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)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(guó)內(nèi)外冷卻塔設(shè)計(jì)規(guī)范中，德國(guó)VGB規(guī)范[17]對(duì)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(duì)稱(chēng)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(jì)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(shí)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(lái)流風(fēng)向角下最大負(fù)壓對(duì)應(yīng)的高度與山頂高度較為接近，此時(shí)塔A的最大干擾系數(shù)分別為1.459和1.586，對(duì)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(duì)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(duì)冷卻塔群來(lái)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(jì)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(duì)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(jì)算公式[4]分別如下：

(3)

(4)

式中，CPi為塔筒上測(cè)點(diǎn)i的平均風(fēng)壓系數(shù)，Ai為第i測(cè)點(diǎn)壓力覆蓋面積，θi為第i測(cè)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(shì)，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(lái)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(duì)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(duì)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(shí)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?zhuān)瑘D14、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(duì)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(duì)稱(chēng)性消失，塔筒表面整體上仍滿(mǎn)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(duì)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(guò)來(lái)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(chǎng)圖。根據(jù)不同來(lái)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(duì)來(lái)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(lái)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(duì)來(lái)流風(fēng)的阻擋，受干擾塔流動(dòng)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(dòng)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(xiàn)型冷卻塔喉部位置頸縮，此時(shí)塔筒喉部?jī)蓚?cè)加速流動(dòng)更為明顯，同時(shí)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(duì)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?chē)鲌?chǎng)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(dòng)能分布。由圖可知：考慮復(fù)雜山體和周邊建筑干擾時(shí)，各冷卻塔周邊湍動(dòng)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(dòng)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(dòng)能分布明顯不對(duì)稱(chēng)，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(duì)冷卻塔群來(lái)流湍流和風(fēng)壓分布模式的影響顯著。表4為國(guó)內(nèi)電廠(chǎng)典型群塔組合最不利來(lái)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(wú)山體干擾時(shí)，常見(jiàn)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(lái)流風(fēng)向角下引起)，本文通過(guò)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(lái)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(lái)流湍流；同時(shí)，塔B與建筑2之間形成“夾道效應(yīng)”，使來(lái)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(duì)流，增強(qiáng)了塔A周邊流場(chǎng)漩渦強(qiáng)度；高強(qiáng)度渦旋掠過(guò)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(chǎng)圖

圖17 最不利工況下(225°風(fēng)向角)塔B速度流場(chǎng)圖

編號(hào)冷卻塔類(lèi)別和高度群塔組合場(chǎng)地類(lèi)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(lèi)1∶200剛體測(cè)壓1.107迎風(fēng)面子午向軸力均值2濕冷塔(150m)雙塔B類(lèi)1∶500剛體測(cè)壓1.053整體阻力系數(shù)均值3濕冷塔(150m)雙塔B類(lèi)1∶200剛體測(cè)壓1.192最大負(fù)壓均值4濕冷塔(177m)雙塔A類(lèi)1∶200剛體測(cè)壓1.226整體阻力系數(shù)極值5濕冷塔(167m)雙塔B類(lèi)1∶200剛體測(cè)壓1.193迎風(fēng)面徑向位移均值6濕冷塔(155m)三塔B類(lèi)1∶200剛體測(cè)壓1.336整體阻力系數(shù)均值7間冷塔(180m)三塔B類(lèi)1∶250剛體測(cè)壓1.190整體阻力系數(shù)均值8濕冷塔(150m)四塔B類(lèi)1∶200剛體測(cè)壓1.254整體阻力系數(shù)極值9濕冷塔(177m)四塔A類(lèi)1∶200剛體測(cè)壓1.385整體阻力系數(shù)極值10濕冷塔(184m)八塔B類(lèi)1∶200剛體測(cè)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(dòng)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(dòng)能分布云圖

Fig.19TurbulenceenergydistributiononthesideoftowerAandBatthemostunfavorablewinddirections

5 結(jié) 論

(1) 針對(duì)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(gè)冷卻塔平均風(fēng)壓分布與規(guī)范、實(shí)測(cè)曲線(xiàn)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?；另一方面，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(guò)10%，證明了基于CFD方法對(duì)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(shí)易在低洼處形成低矮狹谷入口，增強(qiáng)了冷卻塔的來(lái)流湍流，同時(shí)周邊復(fù)雜環(huán)境會(huì)形成“夾道效應(yīng)”，使在夾道中的來(lái)流風(fēng)速度增加且在“夾道”壁面之間相互碰撞與加劇對(duì)流，進(jìn)而顯著增強(qiáng)冷卻塔周?chē)鲌?chǎng)的漩渦強(qiáng)度，而高強(qiáng)度渦旋掠過(guò)塔筒迎風(fēng)面盤(pán)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(duì)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(duì)稱(chēng)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(shí)，在特定風(fēng)向角下，前塔對(duì)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(guò)來(lái)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(guò)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(lèi)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。