内环梁对风热耦合作用下冷却塔内压取值的影响研究

柯世堂，余 玮

(南京航空航天大学 宇航学院，南京 210016)

Keywords:indirect air-cooled tower;numerical simulation;wind-thermal coupling effect;inner ring beams;internal pressure coefficient

冷却塔是以承受风荷载为主的高耸空间薄壳结构，其结构日益大型化发展使得特大型冷却塔在强风作用下的安全稳定性受到工程界的高度重视[1-2]。实际工程中常采用适当方法[3]从而解决冷却塔大型化趋势发展带来的抗风稳定性问题，已有研究[4]表明内环梁可有效提高结构整体刚度和静风稳定性。

冷却塔设计规范[5-6]中稳定性验算计入了内吸力的影响，同时给出了内压系数的经验取值。内压的计入使得冷却塔结构环向受压从而导致稳定系数降低，为保证冷却塔结构的稳定性，冷却塔抗风设计过程中必须充分考虑内压的影响。针对冷却塔内表面风荷载，国内外学者进行了相关研究，其中Ke等[7]总结归纳了大型间接空冷塔百叶窗透风率对内压系数的影响规律，研究表明随着透风率的增加内压系数减小；邹云峰等[8]基于刚体测压试验分析了考虑十字挡板与否冷却塔内表面风压的三维效应，研究表明内表面风压并非完全沿高度和环向均匀分布；沈国辉等[9]采用可实现的k-ε湍流模型和多相流模型模拟了基于自然通风原来形成的冷热空气自循环系统及外风场作用下的冷却塔内表面风荷载，计算得出外风场作用下产生的内压随高度和纬度变化明显；董国朝等[10]实现了具有十字挡板、填料等内部构件对超大型冷却塔内表面平均风荷载的模拟，结果表明内部构件的整流作用使得内压绝对值减小。自然通风逆流湿式冷却塔主要存在十字挡板、填料层等内部构件影响塔内流场分布，然而间接空冷塔采用自然通风干式冷却，其内部空旷同时周围树立密集的百叶窗散热器，已有研究进行了不同透风率和展宽平台对冷却塔内表面压力取值的影响，考虑到加环冷却塔作为冷却塔未来发展的可能趋势，国内外对于考虑运营状态周边散热器的热源作用下内环梁对间接空冷塔内压取值的影响研究基本空白。

鉴于此，本文以国内在建世界最高220 m特大型双曲线自然通风间接空冷塔为例，基于计算流体动力学方法对考虑风热耦合作用下内设三道水平环梁的塔筒内表面风荷载进行研究。探讨了内环梁设置前后冷却塔内表面平均风压分布特性，提炼出了内环梁对冷却塔内压取值的影响规律；并从机理上对比分析了塔内流动状态的差异，同时比较了内环梁对温度场特性的影响，最后给出了风热耦合作用下加环冷却塔的内压取值建议。

1 工程概况

本工程在建特大型双曲线自然通风间接空冷塔总塔高为220 m，喉部标高165 m，进风口标高30.75 m，塔顶中面直径128.1 m，喉部中面直径123 m，底部直径为185 m。塔筒采用64对X型支柱支撑并与环板基础连接，X型柱采用矩形截面，截面尺寸为1.7 m×1.0 m，环板基础为现浇钢筋混凝土结构，宽为10.5 m，高为2.2 m。为研究内环梁对于内压的影响，间冷塔采用常规冷却塔和加环冷却塔两种设计方案，其中加环冷却塔塔筒喉部以下共设置三道水平内环梁，分别设置在72.75 m，94.80 m以及139.43 m，沿高度方向内环梁均厚0.4 m，沿半径方向两道内环梁尺寸分别为0.71 m，0.72 m和0.74 m。该工程冷却塔两种设计方案的三维模型，如图1所示。

图1 常规塔与加环塔三维模型示意图Fig.1 The model of regular cooling tower and cooling tower with rings

间接空冷塔采用混合式凝汽器进行工作，其空间薄壳结构内部是一个具有多结构部件的复杂系统[11-12]，由于运行状态下的冷却塔存在空冷散热器和循环水的热量交换，故计入温度场对冷却塔内压取值的影响，因此根据散热面积等效原则，将周边设置的复杂散热器等效成具有热源的长方体单元。为研究风热耦合作用下内环梁的设置对冷却塔内压的影响，本文共设置四个计算工况如表1所示。

表1 内压计算工况列表Tab.1 Calculating conditions of internal pressure

2 数值模拟

2.1 计算域网格划分

计算模型塔高H=220 m，塔底直径D=185 m，运营状态下按30%透风率考虑散热器百叶窗开启效应。计算域尺寸为顺风向X=20D，横风向Y=16D，高度方向Z=4H，满足阻塞率小于5%的要求。为兼顾计算精度和效率，采用混合网格离散形式将整个计算域分割成规则的外围区域和复杂的核心区域，复杂核心区域采用四面体网格，为精确捕捉流体在重点关注区域的流动换热特征，对冷却塔周围局部网格进行加密；规则外围部分采用高质量六面体结构网格，网格总数量达到1 200万。计算域网格划分如图2所示。

2.2 计算参数设置

图3给出了计算域边界条件，定义进口边界条件为速度入口，按照B类地貌对应的速度和湍流强度分布形式，其中冷却塔所在地区10 m高度处50年重现期10 min最大平均风速为28.3 m/s，地面粗糙度系数为0.15，10 m高名义湍流度取为0.14。通过用户自定义函数实现上述入流边界条件与FLUENT的连接(见图4)。定义出口边界条件为压力出口，相对压力为0。计算域地面以及冷却塔表面采用无滑移壁面，计算域两侧面和顶面采用对称边界条件，等价于自由滑移壁面。

图2 冷却塔数值模拟计算域网格划分示意图Fig.2 Mesh generation of numerical simulation calculation domain classification

图3 计算域边界条件示意图Fig.3 Boundary conditions of computational domain

图4 速度及湍流度剖面示意图Fig.4 Velocity and turbulence profile sketch

数值计算采用3D单精度、分离式求解器，k-ε的RNG湍流模型，压力速度耦合方程组求解采用SIMPLE格式。梯度离散选用Least Squares Cell Based格式，压力离散采用standard格式，动力离散采用二阶迎风格式格式，控制方程的计算残差设置为10-6。

2.3 考虑自然对流及对流换热的影响

大型间接空冷系统皆采用自然通风干式冷却，主要依靠自然对流产生的浮升力作用驱动冷却空气流动[13]，因此数值模拟过程中必须考虑自然对流引起的浮升力影响。当流体进行传热时，流体密度因温度的变化而产生变化，密度变化加上重力作用可产生自然对流。可用格拉晓夫数与雷诺数之比来度量浮力在混合对流中的作用

(1)

当此数值接近或者超过1.0时，浮力对流动产生的影响不可忽略。在纯粹的自然对流中，浮力诱导流动由瑞利数度量

Ra=gβΔTL3ρ/μα

(2)

(3)

(4)

式中：β为热膨胀系数；α为热扩散率系数。瑞利数大于108表明浮力驱动的对流是层流。本文中格拉晓夫数与雷诺数之比大于1.0，且瑞利数大于108。故激活能量方程，计入重力作用，并将气体密度设置为不可压缩力学气体即可正确模拟自然对流问题。间接空冷系统散热器等效置百叶窗内的热源，流动的计算考虑对流传热效应[14-15]，定义热源热边界条件为对流热传导，温度设为恒温80 ℃(353 K)，环境温度采用15 ℃(288 K)。

2.4 有效性验证

为了验证数值模拟方法的有效性，数值模拟中冷却塔外表面平均风压与规范风压对比的曲线，如图5所示。由图5可知，数值模拟中的外表面平均风压曲线与规范曲线分布规律基本一致，数值模拟得到的负压极值点和分离点对应角度和规范一致，迎风面数值与规范基本吻合，仅负压极值略大于规范值，对比结果验证了本文基于雷诺平均法得到的数值结果的有效性。

图5 数值模拟平均风压与规范风压曲线对比图Fig.5 The average wind pressure of numerical simulation compared with standard

3 内压取值分析

3.1 内环梁对内压分布影响

不同工况下冷却塔典型截面内压系数沿环向分布曲线，如图6所示。由图可知，内表面风压沿环向和子午向并非完全均匀分布，尤其是在背风面(120°～ 200°)出现负压极值区，喉部位置不同工况下内压系数沿环向分布规律完全一致且基本上保持均匀分布。由于内环梁在一定程度上改变了塔内流场，内环梁设置高度处不同工况下内压分布产生了差异且沿环向出现小幅度波动。不考虑温度场时内环梁的设置使得内压系数绝对值增大，但在加环位置背风面区域则出现内压系数绝对值减小的现象；考虑温度场作用后内环梁使得内压系数绝对值减小。

为进一步分析冷却塔内压系数分布的不均匀性，表2给出了不同工况下冷却塔典型断面内压系数极值和极大与极小值的差值，由表可以看出四种计算工况下不同截面位置内压分布区间存在差异，不同工况下第一、第二、第三道内环梁位置以及喉部位置处内压系数分布区间分别在-0.47～-0.32，-0.43～-0.32，-0.39～-0.30，-0.36～-0.31。加环塔内环梁高度处内压系数极大与极小值的差值明显大于未设置内环梁工况下，而喉部位置处内压系数的差值约减小为未设置内环梁工况下的1/2。综上可知未设置内环梁工况下内压沿环向基本呈现均匀分布，其波动范围均在0.08以内，而加环塔内环梁位置内压系数在背风面120°～200°出现小幅度波动，此时内压极值相差最大约为0.14。

图6 不同工况下冷却塔典型截面内压系数分布曲线Fig.6 Internal pressure coefficients of typical sections of cooling towers under different conditions

3.2 内环梁对内压取值影响

图7给出了不同工况下冷却塔内压系数和阻力系数沿高度分布曲线。由图可知内压系数沿高度方向非均匀分布，而是呈现出随着高度的增加内压系数均值减小的趋势。不考虑温度作用下加环塔层内压系数绝对值大于常规塔，考虑温度作用下内环梁的设置使得层内压系数绝对值减小，常规塔在不考虑温度场下负压极值为-0.51，考虑温度场下负压极值为-0.54，增设内环梁后内压系数极值绝对值分别增大5.12%和减小2.37%。内阻力系数相比较外表面阻力系数较小，沿高度内阻力系数分布均在-0.05～0.05，且内环梁对阻力系数的影响与内压系数相似，但考虑温度场后内环梁高度范围内内阻力系数绝对值大于常规塔对应数值。四种计算工况下冷却塔内压系数整体取值分别为-0.41，-0.43，-0.44和-0.42，考虑温度及内环梁影响下冷却塔内压取值范围在-0.40～-0.45。

表2 不同工况下冷却塔典型断面内压系数极值列表Tab.2 Extremum internal pressure coefficients at typical sections of cooling towers under different conditions

图7 不同工况下冷却塔内压系数和阻力系数沿高度变化曲线Fig.7 Internal pressure and drag coefficients curve of cooling towers under different conditions

4 流动机理分析

4.1 塔内流场特性

为研究设置内环梁后塔内流动的差异，冷却塔内外流场的速度流线图，图8所示。由图8可知，不同工况下来流流经塔筒均在迎风面产生分流，沿塔筒两侧加速绕流至背风面形成不同尺寸大小的涡旋；部分来流通过百叶窗开启位置进入塔筒内部，气流在塔内弧形表面附着流动、撞击并向塔顶方向流动；塔顶出现明显的三维效应，来流从顶部掠过且与塔内上升气流相遇，此时带动塔内顶部气流的快速流动，在塔顶背风面区域形成大范围涡旋脱落现象；由百叶窗进入来流对塔筒内壁背风面的撞击以及近地面三维绕流，在近地面背风面形成大范围涡旋。不考虑温度场情况下，常规塔内来流撞击塔筒背风面内壁并向上爬升至塔顶位置，近迎风面位置的上升气流受到外部来流阻碍改变了流动方向形成了回流，此时涡旋主要形成与喉部迎风面位置；而加环塔喉部位置以下共设置了三道内环梁，此时气流沿塔筒背风面内壁向上爬升受到内环梁一定程度地阻碍使得流动方向发生改变，同时喉部位置颈缩加剧了阻碍作用，导致塔内流动混乱且在塔内下部的中心位置形成了一个明显的回流区域。考虑温度场时，常规塔内来流撞击背风面速度显著降低并形成了涡旋，此时塔内流动相比较于不考虑温度时更为复杂；加环塔内气流在塔底呈现出一个三角回路，同时不断有涡旋脱落并向上方迎风面移动，与迎风面处气流相互掺杂，此时塔内流动更加杂乱。

4.2 内环梁流动机理分析

塔内气流撞击塔筒背风区内壁，气流绕内壁旋转并向上爬升，设置三道内环梁后明显塔内流动产生了变化。为进一步分析内环梁对塔内压力分布产生的影响，不同工况下冷却塔三道内环梁高度处速度流线图，如图9～图11所示。

对比分析可知：①来流在冷却塔迎风面产生分离，沿塔筒外壁绕流且加速流经塔筒两侧，在背风面分离并形成不同尺度的涡旋脱落，由于双曲线型冷却塔在喉部位置的颈缩，三道内环梁均设置与喉部以下，故随着高度的增加塔筒两侧速度增益区加速流动更加显著；②第一道内环梁高度处内环梁改变塔内流动较小，均在侧面及背风区形成涡旋，涡旋之间相互作用改变了流动作用在塔筒内壁背风区的位置，工况一、工况二和工况四下涡旋使得流动方向倾斜，在190°～200°位置撞击在内壁，对应该工况下负压极值对应位置，工况三下流动方向变为180°位置且对应负压极值；③第二道内环梁高度处流动改变较第一道内环梁位置明显，考虑温度场作用后塔内涡旋尺寸增大，不考虑温度场作用下常规塔截面流动主要形成三个主要的涡旋，而设置内环梁后近迎风面的涡旋向后移动带动周围气流形成较大尺寸的涡旋，考虑温度场作用下呈现出两个涡旋，加环塔内表面负压极值均出现在背风面180°位置；④第三道内环梁高度处塔内流动产生显著变化，同时塔外背风面的流动也明显变化，不考虑温度场时流动受到三道内环梁一定程度阻碍形成多个涡旋，考虑温度场后涡旋朝着迎风面移动，塔内背风面主要沿筒壁附着流动故该高度处背风面未产生显著增加的负压极值。

图8 不同工况下冷却塔内外流场速度流线图Fig.8 Velocity streamlines of internal and external flow fields of cooling towers under different conditions

图9 第一道环梁高度处X-Y横截面速度流线图Fig.9 Velocity streamlines at height of first ring beam on the X-Y cross-section

图11 第三道环梁高度处X-Y横截面速度流线图Fig.11 Velocity streamlines at height of third ring beam height on the X-Y cross-section

4.3 温度场特性

考虑温度作用下常规塔和加环塔典型截面的温度分布云图，如图12和图13所示。由图可知三道内环梁的设置明显改变了温度场分布，温度均沿塔底至塔顶逐渐减小且减小程度产生了显著差异。常规塔塔内由于外风场部分来流进入百叶窗带动了塔内热气流的流动且热量随着气流上升而逐渐耗散，迎风面百叶窗内温度较低且在进风口位置出现温度增值区域，在冷却塔塔内近背风面位置处温度较高；内环梁对塔内气流产生了一定的阻碍作用，导致加环塔内温度出现明显的降低，且温度增值区域主要出现在喉部以下区域。同时在塔顶背风面区域可以看出由于内环梁设置导致塔顶大范围区域降低。对比进出风口温度分布，常规塔进风口位置温度增大区域出现在冷却塔侧面靠后，而加环塔温度较高区域主要出现在迎风面，在出风口位置加环塔温度分布更加均匀。常规塔进风口截面温度均值为305.6 K，而出风口截面为304.9 K；加环塔进风口截面温度均值为307.6 K，出风口截面为305.3 K，说明三道内环梁的设置在一定程度上阻碍了流动及热量的散失。

图12 常规塔考虑温度场作用下温度分布图Fig.12 Temperature distribution of conventional cooling towers under the wind-thermal effect

图13 加环塔考虑温度场作用下温度分布图Fig.13 Temperature distribution of cooling towers with rings under the wind-thermal effect

5 结 论

(1)本文采用等效热源和耦合数值算法研究了风热耦合作用下冷却塔内压分布及流场机理，且与已有规范和文献吻合良好，研究结论验证了该方法对运营状态下考虑周边散热器热源影响冷却塔内部流场进行数值模拟的有效性。

(2)运营状态中散热器热源的计入将使得冷却塔内表面承受风荷载和温度共同作用，三道内环梁的设置明显改变了温度场分布，使得加环塔内温度大范围降低且进、出风口温度明显高于常规塔，内环梁的设置在一定程度上阻碍了流动及热量的散失，对冷却塔内部流动存在不利影响。

(3)来流在塔筒迎风面产生分流，流动沿塔筒外壁附着流动至背风面形成尺寸大小不同的涡旋，部分来流通过百叶窗开启位置进入塔筒内部，气流在塔内弧形表面附着流动、撞击并向塔顶方向爬升，近壁面上升气流受到内环梁一定程度的阻碍使得流动方向发生改变，此时塔内气流杂乱无章的撞击，导致塔内流动较无内环梁工况下流动更加紊乱。

(4)不同工况下的内压分布分析表明冷却塔内表面风压并非完全沿子午向和环向均匀分布，尤其在内环梁高度处，内压系数在背风面120°～200°出现大幅度波动，此时内压极值相差最大约为0.14，考虑温度及内环梁影响下冷却塔内压取值范围为-0.40～-0.45。

(5)周边散热器热源温度对冷却塔内压取值影响显著：不考虑温度作用下加环塔内压系数绝对值大于常规塔，内环梁使冷却塔内压绝对值增大7.32%，考虑温度作用下内环梁的设置使得内压系数绝对值减小，内环梁使冷却塔内压绝对值减小2.33%，最终建议风热耦合作用下加环冷却塔内压取值为-0.42。