各国大型冷却塔塔筒表面风压实测对比及展望

刘晓鹏 杨宗宇 刘鸿盛 朱庭枢

(国核电力规划设计研究院有限公司，北京 100095)

各国大型冷却塔塔筒表面风压实测对比及展望

刘晓鹏 杨宗宇 刘鸿盛 朱庭枢

(国核电力规划设计研究院有限公司，北京 100095)

介绍了文献可查各国大型冷却塔塔筒表面实测平均风压系数、脉动风压系数、塔筒内表面风压系数，并结合现有规范进行了对比分析，指出有必要进行全方位的冷却塔表面风荷载实测，以完整再现冷却塔表面风荷载绕流特性。

大型冷却塔，平均风压系数，脉动风压系数，风荷载

0 引言

风荷载是双曲线型高耸薄壳冷却塔结构设计的主要控制荷载之一，确切地给出冷却塔表面实际风荷载具有的重要意义。在强风条件下，大型全尺寸冷却塔雷诺数达到107级以上，一般在风洞中难以实现，因此有必要开展全尺寸冷却塔表面动态风压测量，它是研究冷却塔实际风压分布的最直接和重要的途径，也是检验模型试验方法和理论分析方法准确与否的标准。故有必要对比分析各国历次实测结果，以便对后来的冷却塔塔筒表面风压实测与风洞试验研究提供帮助。

1 塔筒平均风压系数

国外现场实测研究如有对Weisweile，Martin’s Greeks,Schemechausen等全尺寸冷却塔表面风压实测，而我国也在20世纪80年代～90年代对茂名[1]、石景山[2]冷却塔表面风压进行了现场实测。图1列举了文献可查各国冷却塔外表面平均风压实测曲线。

现场实测曲线在迎风点(0°)附近几乎没有差距，主要区别是侧风区与尾流区：茂名实测值负压极值约-1.5大于其余实测值；尾流压力系数约-0.2，而其余各国实测值均在-0.4～-0.5之间。虽然塔筒表面平均风压系数各个国家存在一定的差异，但其沿圆周向分布规律基本得到了公认，并结合风洞试验与实测所得的数据进行了拟合，形成了现在的各国相关规范见图2，表1。董锐[5]曾对235 m冷却塔进行了单塔测压试验，试验显示通过风速大小及改变塔筒表面粗糙度等方式，可以实现在平均风压系数模拟较好的情况下，存在可选择的多条脉动风压系数曲线。虽平均风压模拟比较完整，但如何选择合适的脉动风压系数，是当今风洞试验存在的难点之一，故仍需大量的实测数据进行支持。

表1 各国规范外表面平均风压分布参数(无肋塔)

2 塔筒脉动风压系数

同时文献可查针对冷却塔塔筒脉动风压实测有Sageau(1976)，Ruscheweyh(1979)、周良茂[2](1990)及赵林[3](2012)等，且我国近20年来仅赵林教授等[3]对徐州冷却塔完成了实测工作。图3对各国塔筒表面脉动风压系数进行了对比，包括Davenport在1966年脉动风压风洞试验结果，其中迎风点脉动风压系数数值均是按照平均风压系数为1.0得到的。

根据图3可知：

1)周良茂脉动曲线[2]迎风点约0.25大于Sageau曲线，但两者脉动风压系数整体趋势基本一致；

2)Ruscheweyh脉动风压曲线峰值点比Sageau(1976)，Ruscheweyh(1979)，周良茂(1990)等靠前10°；

3)赵林等[3]脉动曲线实测值小于国内外实测值，其峰值压力系数实测不到0.15，而其余实测值均在0.3～0.4之间，差别明显。

赵林等[3]通过单塔风洞测压试验，建立了不同来流紊流条件下的统一脉动风压系数公式：

其中，αk(Pu)为迎风点脉动风压系数相关的八项式参数，k=0～7。该公式定性地解释了各个国家脉动风压实测数值上的差异，因来流紊流度不同而存在差异。但还缺乏足够数量的实测数据进行支持，因而需要进一步地针对冷却塔进行全尺寸的风压测量，补充并验证统一脉动风压系数公式的准确性。

但就基本趋势而言，脉动风压分布模式亦可划分迎风区、侧风区及尾流区：迎风区脉动风压取决于来流风紊流强度大小，随着圆周角度增加而减小；侧风区脉动风压先增大后减小，在80°～100°之间达到峰值，主要影响因素为侧风区漩涡脱落；尾流区脉动风压基本上保持稳定，其脉动风压系数为0.15以下。其中脉动风压系数分别在平均风压的零值压力点、尾流分离点区域附近出现拐点，值得一提的是两个拐点及峰值压力系数出现的位置较平均压力系数滞后10°左右。

3 内表面动态风压系数

国外对冷却塔系统性研究多集中于1970s～1980s年代(欧美大规模电厂建设期)，可查相关资料并不多，而关于内压的实测资料就更有限。John Armitt[6]提到在West Burton测量塔中安置了测量内压的仪器，但并未给出具体数值，只是讲到内压环向分布非常的稳定，而随着塔高的增加而略有所变化，并以此作为参考压力来计算外表面压力系数。

Diver and Paterson(1977)曾列举1950s～1970s欧美主要国家规范所采用的内压系数，基本上在-0.4～-0.5之间。例如:德国VGB内压系数-0.5；若英国规范定义迎风点风压系数1.0，则相当于内压系数-0.4；我国规范[4]中并未规定内压系数具体数值，但一般计算时均采用-0.5。

而1983年孙天风等[1]对90 m高无肋冷却塔进行了塔筒内表面风压测量(如图4所示)显示：低来流风速塔内风压沿圆周向分布均匀，而强来流风速，满负荷及停运时内压力系数分布并非均匀，且差异较为明显。迎风面(0°～60°)内侧负压差异变化较大，而尾流区(110°～180°)内侧负压差异不明显。在此期间许多学者曾通过单塔塔筒内风压系数进行了风洞测压试验，试验显示塔筒内风压系数较为稳定，如李鹏飞等[7]。但均无法进行冷却塔在运营情况下内压风洞试验，故未来如有条件可结合运营或停运情况下原型塔内压实测数据，补充并完善冷却塔内压风洞试验模拟标准。

4 结论与展望

结合现有规范，对比分析了历次冷却塔内外表面风压系数实测和试验结果，得到以下几点结论：1)各国针对塔筒平均风压系数都进行了详尽的实测和风洞试验，其圆周向分布规律基本一致，且形成了各自规范。2)各国现场实测脉动风压系数差异较大，侧风区脉动压力系数峰值相差2倍以上，仍需进行大量的冷却塔风压实测与风洞试验数据进行分析，以补充并完善风洞试验准则及修订我国规范关于冷却塔的相关规定。3)国外内压实测资料均提及内压系数沿环向均匀分布，但孙天风实测数据指出强风下迎风区内测压力系数明显大于被风区压力系数，故塔筒内压分布规律仍需进行运行、停运条件下的原型实测及风洞试验研究。

[1] 孙天风，周良茂.无肋双曲线型冷却塔风压分布全尺寸测量和风洞研究[J].空气动力学报，1983(12)：26-27.

[2] 周良茂，李培华.两个邻近全尺寸双曲型冷却塔风压分布的测量[J].气动试验与测量控制，1992，6(3):37-44.

[3] 赵 林，刘晓鹏，高 玲，等.大型冷却塔表面脉风压原型实测与分布准则[J].土木工程学报，2017，50(1):1-11.

[4] DL/T 5339—2006，火力发电厂水工设计规范[S].

[5] 董 锐，赵 林，葛耀君.双曲圆截面冷却塔塔壁粗糙度对其绕流动态特性影响[J].空气动力学报，2013，31(2)：250-259.

[6] John Armitt.Wind Loading on Cooling Towers[J].Journal of Stuctural Division，1980(8):32.

[7] 李鹏飞，赵 林，葛耀君，等.超大型冷却塔风荷载特性风洞试验研究[J].工程力学，2008,25(6):60-67.

On comparison of wind pressure measurements of tube surface at large cooling towers in different countries and its prospect

Liu Xiaopeng Yang Zongyu Liu Hongsheng Zhu Tingshu

(StateNuclearElectricPowerPlanningDesignandResearchInstituteCo.,Ltd,Beijing100095,China)

The paper introduces the average wind pressure coefficient, fluctuating wind pressure coefficient, surface wind pressure coefficient in the tower tube of the tube surface of large cooling towers in different countries which can be found in literature, undertakes the comparative analysis by combining with the existing regulations, and points out the whole-sided measurement of the surface wind loading of the cooling towers, so as to reflect the streaming features of the surface wind loading capacity.

large cooling tower, average wind pressure coefficient, fluctuating wind pressure coefficient, wind loading capacity

1009-6825(2017)05-0064-03

2016-12-04

刘晓鹏(1986- )，男，助理工程师

TU312.1

A