下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔風場驅(qū)動機理與風荷載極值模型

韓光全，柯世堂，楊 杰，李文杰，任賀賀

(南京航空航天大學 民航學院 土木與機場工程系，南京 211106)

下?lián)舯┝鱗1]又稱雷暴沖擊風，其主要特征是強下沉氣流和近地面爆發(fā)狀強風。雷暴天氣中，下落雨滴伴隨著濕冷空氣產(chǎn)生局部強下行氣流，撞擊地面后沿四周迅速擴散，在近地表面形成放射狀的強風，該流動模式通常被認為反向的龍卷風。不同于大氣邊界層良態(tài)風場，下?lián)舯┝髯畲箫L速產(chǎn)生在距離地面約50～100 m 高度處[2]，且氣象記錄表明，其最大風速可達75 m/s[3]。同時，下?lián)舯┝髟诤诵纳淞鲄^(qū)域和突出前緣均存在明顯的垂直分量，在與強切變的水平風速共同作用下，造成了建構(gòu)筑物的嚴重損傷甚至破壞[4-5]。超大型冷卻塔作為火/核電廠重要的基礎(chǔ)設施，是典型的高聳旋轉(zhuǎn)薄殼建筑，風荷載是其結(jié)構(gòu)設計的控制荷載之一。然而，GB/T 50102—2014《工業(yè)循環(huán)水冷卻設計規(guī)范》[6]僅給出良態(tài)風作用下的荷載，對下?lián)舯┝鞯忍禺愶L作用下冷卻塔風荷載分布模式未給予考慮。因此，對下?lián)舯┝髯饔孟吕鋮s塔風場作用機理和風荷載特性進行研究具有現(xiàn)實意義，可為超大型冷卻塔設計和建設提供重要的參考依據(jù)。

對于下?lián)舯┝魅S風場，限于其短時突發(fā)性[7]與移動性[8]，尚且難以全面即時地進行現(xiàn)場實測，目前國內(nèi)外學者主要采用物理試驗和數(shù)值模擬等手段對其進行研究。物理試驗一般采用主動控制風洞[9-10]或沖擊射流裝置[11-13]，對結(jié)構(gòu)表面風壓和空氣動力學特性進行研究，但是由于難以滿足縮尺比等試驗條件，物理試驗難以對復雜結(jié)構(gòu)形式的建構(gòu)筑物進行下?lián)舯┝髯饔孟碌臏蚀_模擬。隨著計算機技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬逐漸被應用到下?lián)舯┝魅S風場研究中，利用數(shù)值模擬技術(shù)，可對風場及其對結(jié)構(gòu)的作用機理[14-16]進行較為全面的探究。文獻[17-18]采用沖擊射流模擬裝置，對下?lián)舯┝髯饔孟赂邔雍碗p坡屋面建筑風場流動特性進行了分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在風場一定位置處建筑表面風壓顯著高于ASCE 7-05標準[19]。文獻[20-21]分別借助可移動的沖擊射流裝置和滑移網(wǎng)格技術(shù)對移動型下?lián)舯┝鬟M行試驗和數(shù)值模擬，研究表明，移動的下?lián)舯┝髯饔糜诮ㄖ锷蠒菇ㄖ砻娉霈F(xiàn)整體變化，甚至超出規(guī)范良態(tài)風風壓限值。文獻[22-23]研究發(fā)現(xiàn)下?lián)舯┝鲿疠旊娝g縱向拉力急劇增大或者關(guān)鍵結(jié)構(gòu)構(gòu)件的局部失效，進而引起失穩(wěn)倒塌。對下?lián)舯┝髯饔孟麓罂缍葮蛄篬24-25]、風力機[26-27]、屋蓋廠房[28-30]等結(jié)構(gòu)的研究也顯示相比于良態(tài)風，下?lián)舯┝鲿煌潭仍黾咏Y(jié)構(gòu)物的潛在破壞性。而目前鮮有涉及下?lián)舯┝魅S脈動風場對超大型冷卻塔的風場作用機理與風荷載特性，亟需開展特異風作用下超大型冷卻塔風荷載取值研究。

鑒于此，本文基于沖擊射流模型與大渦模擬(large eddy simulation,LES)技術(shù)，首先對下?lián)舯┝魅S風場進行了全生命周期非定常數(shù)值模擬，將模擬結(jié)果與經(jīng)驗模型和實測數(shù)據(jù)進行對比驗證，并闡釋其風場特性；在此基礎(chǔ)上，詳細分析了超大型冷卻塔在下?lián)舯┝鞑煌瑥较蛭恢锰幍睦@流特性，升/阻力系數(shù)分布特征，以及瞬態(tài)風壓和極值風荷載分布規(guī)律，結(jié)論可為此類超大型冷卻塔抗雷暴設計提供一定的參考。

1 工程概況

該在建世界最高超大型冷卻塔位于我國內(nèi)蒙地區(qū)，設計塔高突破規(guī)范190 m的限定，冷卻塔主體結(jié)構(gòu)由塔頂剛性環(huán)、塔筒、支柱、環(huán)基及加勁肋構(gòu)成。其中，塔筒采用雙曲線型鋼筋混凝土殼體結(jié)構(gòu)，其厚度呈指數(shù)變化，最小與最大壁厚分別為0.42 m和2.45 m，塔筒外表面沿環(huán)向均勻布置120條梯形加勁肋，60榀X型支柱通過60個支墩與底部鋼筋混凝土環(huán)板型基礎(chǔ)承臺連接，單個支墩下布24根長30 m直徑0.8 m的鋼筋混凝土灌注樁，冷卻塔主要結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)如表1所示。

表1 冷卻塔主要結(jié)構(gòu)尺寸Tab.1 The main structural sizes of cooling tower

2 數(shù)值模擬計算概況

2.1 數(shù)值模型與工況設置

為全面監(jiān)測冷卻塔各處風壓，在冷卻塔模型內(nèi)、外表面沿子午向布置14層測點，每層沿環(huán)向逆時針間隔12°布置一個風壓系數(shù)測點，內(nèi)、外表面測點一一對應，則環(huán)向共布置60個測點，塔筒內(nèi)、外表面共布置840個測點。

CFD數(shù)值模擬采用三維足尺模型，沖擊射流速度入口直徑Djet=600 m，射流高度為2Djet，為保證流動的充分發(fā)展，計算域尺寸為10Djet×10Djet×3Djet。邊界條件設置如下：射流入口采用速度入口，射流初始風速Vjet=29 m/s，湍流強度為1%；計算域四周及頂面采用壓力出口邊界條件，回流湍流強度同為1%；地面采用無滑移壁面，射流口上部圓柱面設為滑移壁面。計算域及邊界條件如圖1(a)所示。

考慮到下?lián)舯┝黠L場與冷卻塔結(jié)構(gòu)特性，為探究冷卻塔在風場不同位置處的風荷載分布特性，共設置4個典型計算工況。其中：工況1為冷卻塔置于射流入口正下方；工況2～工況4分別為塔筒底部迎風面前端距射流中心徑向距離r=1.0Djet，r=1.5Djet，r=2.0Djet。工況設置如圖1(b)所示。

圖1 計算域邊界條件及工況設置示意圖Fig.1 Calculation domain boundary conditions and working condition settings

2.2 網(wǎng)格劃分與參數(shù)設置

假定沖擊射流沿高度方向均為尺寸統(tǒng)一的圓形，而O型拓撲適合此類兩端均為圓形截面的物體，故在射流中心區(qū)域采用O-Block二次拓撲生成雙層O型網(wǎng)格。同時為滿足冷卻塔結(jié)構(gòu)周圍的模擬精度，采用混合網(wǎng)格離散形式，將整個計算域分為內(nèi)、外兩個部分：核心區(qū)域采用四面體網(wǎng)格，并對冷卻塔加勁肋周圍網(wǎng)格進行局部加密，外圍區(qū)域采用規(guī)則拓撲的高質(zhì)量六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，細部及整體網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 細部及整體網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Diagram of detailed and overall grid subdivision

不同網(wǎng)格數(shù)量下r=1.0Djet徑向位置處的風剖面，如圖3所示。由圖3可知，當網(wǎng)格數(shù)量達到1 200萬時，在上部區(qū)域風剖面隨網(wǎng)格數(shù)量的增加無明顯變化，即此時數(shù)值模型已基本滿足與網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)的要求?？紤]到計算效率和準確性，后續(xù)研究中使用的網(wǎng)格數(shù)為1 600萬。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下風剖面對比示意圖Fig.3 Comparison of wind field results with different gird numbers

此網(wǎng)格方案中近壁面網(wǎng)格高度為0.001 m，壁面法向網(wǎng)格的增長率為1.08，寬度為15 m，故近壁面最大網(wǎng)格高寬比為6.67×10-5。模擬采用的時間步長為Δt=0.03 s，冷卻塔表面最小網(wǎng)格尺寸為Δx=1.2 m，由

Courant=Δt·Δx/Vjet

(1)

計算可得Courant number為0.725，其值小于1，可判定時間步長與網(wǎng)格是匹配的。

基于Fluent程序進行計算，在LES模擬中，亞格子模型采用algebraic wall-modeled LES(WMLES)模型以彌補近壁面網(wǎng)格數(shù)量不足的問題，從而實現(xiàn)雷暴對流系統(tǒng)的高精度模擬需求。為生成隨時間變化的入口邊界條件，采用Vortex method，Number of Vortices設置為190；雷諾應力定義方法采用k or turbulent intensity。速度-壓力耦合方法采用壓力耦合方程組的半隱式方法(semi-implicit method for pressure linked equations，SIMPLE)，梯度插值方案采用least squares cell based，壓力采用standard格式，對動量的計算采用second order upwind格式以實現(xiàn)高階離散化。質(zhì)量殘差設置為10-6，x，y，z方向速度收斂標準設置為10-3。在計算時，采用Data Sampling for Time Statistics，sampling interval設置為1。

3 下?lián)舯┝黠L場模擬

3.1 有效性驗證

首先對沒有冷卻塔結(jié)構(gòu)的下?lián)舯┝黠L場進行模擬，采用無量綱時間T=Δt·Vjet/Djet，為確保風場模擬的精確和完整性，無量綱時間步長為0.001 45，共模擬20 000步，總模擬時長T=29。

r=1.0Djet徑向位置處徑向風速豎向風剖面和z=0.2Djet高度處徑向風速徑向風剖面，分別如圖4和圖5所示。其中：圖4橫坐標為徑向風速u與最大徑向風速umax的比值，徑向風速u為下?lián)舯┝靼l(fā)展成熟階段(T=8.7～14.5)瞬時風速的平均值，縱坐標為離地高度z與最大徑向風速對應高度zmax的比值；圖5橫坐標為徑向距離r與最大徑向風速對應徑向距離rmax的比值。從圖5中可知，數(shù)值模擬得出的歸一化風剖面與各經(jīng)驗模型[31-34]及實測數(shù)據(jù)吻合度較高，說明本文采用沖擊射流模型和LES技術(shù)可以實現(xiàn)對下?lián)舯┝黠L場的有效模擬。

圖4 徑向風速歸一化豎向風剖面示意圖Fig.4 The vertical profile of the radial velocity

圖5 徑向風速歸一化徑向風剖面示意圖Fig.5 The radial profile of the radial velocity

3.2 風場特性

下?lián)舯┝鞑糠謺r刻沿流域縱剖面的風速云圖，如圖6所示。T=5.8時刻為下?lián)舯┝靼l(fā)生初期階段，此時沖擊風自射流入口向下方運動，氣流前端尚未到達地面，極值風速為33.51 m/s；隨著時間的推移，在T=8.7時刻，沖擊風前緣已經(jīng)抵達地面，與地面接觸并開始徑向?qū)α?，觸發(fā)邊界層氣流的非定常分離，形成反向旋轉(zhuǎn)、徑向移動的第一個渦環(huán)，極值風速增大到41.00 m/s；在射流入口逐漸有穩(wěn)定氣流進入的情況下，于第一個渦環(huán)之后產(chǎn)生一系列尺度較小的渦環(huán)，極值風速也增大到約47.30 m/s左右，如圖6(c)、圖6(d)所示。

圖6 下?lián)舯┝靼l(fā)展階段不同時刻的縱剖面風速云圖Fig.6 Wind speed nephogram of longitudinal section at different times of downburst development stage

不同徑向位置處近地面風速時程曲線，如圖7所示。在r=0徑向位置處，豎向風速為主導分量，隨著沖擊風的持續(xù)輸入，近地面各測點風速從0逐漸增大，在約T=7.25時刻達到最大值，10～60 m高度處各測點極值風速分別約為1 m/s，2 m/s，3 m/s，4 m/s，5 m/s，6 m/s，而后略有減小并維持穩(wěn)定波動狀態(tài)。

在r=1.0Djet，r=1.5Djet，r=2.0Djet徑向位置處，水平風速為主導分量，由于氣流撞擊地面并向四周逐漸擴散，各徑向位置處近地面測點風速首先達到首個峰值，且達到首個峰值的時間隨徑向距離的增加而延遲，首個峰值的最大值分別約為38 m/s，50 m/s，22 m/s。隨著徑向移動、反向旋轉(zhuǎn)渦環(huán)的不斷生成，風速相應呈現(xiàn)波動趨勢，形成一系列“波峰”與“波谷”。其中r=1.0Djet，r=1.5Djet兩處一系列風速“波峰”與“波谷”的數(shù)值較為穩(wěn)定，穩(wěn)定“波峰”的峰值均維持在40 m/s左右，r=1.5Djet處“波谷”風速小于r=1.0Djet處，可見r=1.5Djet處渦環(huán)運動相較于r=1.0Djet處更為劇烈。r=2.0Djet徑向位置由于遠離入流中心，湍流發(fā)展紊亂且能量削弱，一系列風速“波峰”與“波谷”呈現(xiàn)逐漸衰減的趨勢。

圖7 近地面風速時程曲線Fig.7 Time history curves of near-surface wind speed

4 結(jié)構(gòu)流場與風荷載特性

4.1 繞流特性

由圖7可知，各工況在T=15.0之后風速基本維持穩(wěn)定變化，即下?lián)舯┝髟诖藭r刻后為發(fā)展成熟階段，故圖8給出了在T=17.4時刻沿y=0縱剖面冷卻塔周圍風壓云圖與空氣流線圖。工況1中，下沖氣流在塔筒頂部產(chǎn)生分離，進入塔筒內(nèi)部的氣流從X型支柱處流出，與外部下行氣流產(chǎn)生對流，從而在塔筒外部形成大尺度渦旋，渦旋處風壓相對周圍區(qū)域較小，而塔筒內(nèi)部風壓較高且分布均勻；工況2～工況4中，流動的復雜性相比工況1愈加明顯，近地面氣流一部分沿塔筒外表面爬升，與上部下行氣流在迎風面塔頂沖擊，形成渦旋；另一部分近地面氣流從X型支柱處進入塔筒內(nèi)部，撞擊塔筒內(nèi)壁后形成渦旋，此3個工況中塔筒迎風區(qū)外表面和背風區(qū)內(nèi)表面為高風壓區(qū)。

圖8 沿y=0剖面冷卻塔周圍風壓云圖與流線圖Fig.8 Pressure cloud and streamline diagram around the cooling tower along the y=0 section

為研究在水平方向上冷卻塔結(jié)構(gòu)內(nèi)、外空氣流線變化，圖9給出了在T=17.4時刻沿z=40 m橫剖面冷卻塔周圍風壓云圖與空氣流線圖。由圖9可知：工況1中由于沖擊風豎直流下，故塔筒內(nèi)部幾乎沒有水平方向氣流，塔筒外部氣流呈現(xiàn)輻射狀發(fā)展，且存在大小不一的漩渦；工況2～工況4中，高壓區(qū)同樣主要分布在塔筒迎風面外部和背風面內(nèi)部，隨著冷卻塔迎風面與入流口的距離越來越遠，高壓區(qū)的范圍和大小隨之逐漸變小，并且塔筒前端氣流由集束狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)向水平狀態(tài)，塔筒內(nèi)部和背風面尾流區(qū)域均存在漩渦。

圖9 沿z=40 m剖面冷卻塔周圍風壓云圖與流線圖Fig.9 Pressure cloud and streamline diagram around the cooling tower along the z=40 m section

4.2 風壓系數(shù)瞬態(tài)分布

定義風壓系數(shù)為

(2)

式中：P為測點的風壓；Pref為參考靜壓力；ρ為空氣密度；Vref為參考風速，在常規(guī)大氣邊界層風場中，通常取為模型頂部平均風速，而在下?lián)舯┝黠L場模擬中，由于徑向風速最大值一般出現(xiàn)在近地面附近，且大小隨徑向位置的變化而變化，因而參考風速一般取為射流入口的初始風速Vjet。

工況1中冷卻塔位于沖擊風正下方，塔筒內(nèi)、外表面風壓系數(shù)沿環(huán)向分布規(guī)律基本一致。因此，圖10給出了頂部、喉部以及底部3個典型斷面測點風壓系數(shù)時程曲線。由圖10可知：塔筒內(nèi)、外表面3個不同斷面時程風壓系數(shù)變化趨勢基本相同，在初始時間范圍內(nèi)，風壓系數(shù)先減小再增大，在約T=7.25時刻達到最大值，而后趨于近似正弦曲線的波動狀態(tài)，外表面底部、喉部、頂部測點風壓系數(shù)分別在0.8，0.7，0.9附近波動，波動趨勢稍顯雜亂，而內(nèi)表面相應測點風壓系數(shù)分別在0.9，0.7，0.8附近波動，波動趨勢更為平穩(wěn)；由于氣流到達塔筒各位置的時間不同，故不同斷面測點風壓系數(shù)在正弦曲線變化階段存在相位差，此現(xiàn)象在外表面更為明顯。不同于良態(tài)風作用下冷卻塔風壓分布特征，此工況下喉部斷面風壓系數(shù)整體最小。

工況2～工況4中塔筒底部、喉部、頂部典型斷面在迎風區(qū)、側(cè)風區(qū)、背風區(qū)測點的風壓系數(shù)時程曲線，分別如圖11～圖13所示。由圖11～圖13可知，各工況下相應測點時程風壓系數(shù)變化規(guī)律相似。以工況2為例分析如下：

底部外表面迎風區(qū)測點的風壓系數(shù)由0.8減小至0.3左右，隨后增加達到首個峰值，而側(cè)風區(qū)和背風區(qū)測點則是由0.8不斷減小至負壓峰值，各測點達到首個峰值的時刻與r=1.0Djet處風速達到首個峰值的時刻相吻合，此后風壓系數(shù)分別在1.0，-0.2，-0.1左右維持穩(wěn)定小幅震蕩。

圖10 工況1典型斷面測點風壓系數(shù)時程曲線Fig.10 Time history curves of wind pressure coefficient at typical cross-section with working condition 1

圖11 工況2典型斷面測點風壓系數(shù)時程曲線Fig.11 Time history curves of wind pressure coefficient at typical cross-section with working condition 2

圖12 工況3典型斷面測點風壓系數(shù)時程曲線Fig.12 Time history curves of wind pressure coefficient at typical cross-section with working condition 3

圖13 工況4典型斷面測點風壓系數(shù)時程曲線Fig.13 Time history curves of wind pressure coefficient at typical cross-section with working condition 4

喉部測點風壓系數(shù)由0.7左右逐漸減小，而后在0左右維持小幅震蕩。但由于渦環(huán)主要發(fā)生在近地面，故峰值現(xiàn)象明顯弱于底部，同理可為頂部測點時程風壓系數(shù)變化作出解釋。由于塔內(nèi)受氣流湍流擾動程度較小，故在首個峰值時刻后，各斷面內(nèi)表面測點風壓系數(shù)震蕩較外表面更為平緩。

另一方面，對比不同工況測點時程風壓系數(shù)差異可知：達到首個峰值的時刻隨著徑向距離的增加而延遲，分別對應該徑向位置處風速達到首個峰值的時刻；由于r=1.5Djet徑向位置處湍流發(fā)展紊亂，故工況3中風壓系數(shù)時程曲線震蕩幅度較大，且底部外表面測點峰值絕對值較大。

4.3 升/阻力系數(shù)

冷卻塔升/阻力系數(shù)由風壓系數(shù)積分計算得到[35]

(3)

(4)

式中：Ai為第i測點壓力等效覆蓋面積；θi為第i測點壓力與來流方向夾角；A為整體結(jié)構(gòu)沿順風方向投影面積。由于工況1的特殊性，在此不對其進行升/阻力系數(shù)計算。

工況2塔筒底部、喉部、頂部3個典型測點層的升/阻力系數(shù)時程曲線，如圖14所示。由圖14可知，各測點層的升/阻力系數(shù)在下?lián)舯┝鞒跏紩r間范圍內(nèi)均維持在0左右，隨后產(chǎn)生波動，波動的幅度有所差別。整體上，外表面各層的升/阻力系數(shù)波動幅度大于內(nèi)表面，底部測點層的阻力系數(shù)波動幅度最大。其中：外表面均為正值，最大可達到1.5；內(nèi)表面均為負值，最大可達到-0.5。工況3、工況4時程升/阻力系數(shù)變化規(guī)律與工況2相似，在此不再附圖。

對內(nèi)、外表面各測點層的時程升/阻力系數(shù)進行平均，如圖15所示。由圖15可知，除工況2中冷卻塔喉部以下外表面測點層外，內(nèi)外表面各層的平均升力系數(shù)基本為0，外表面阻力系數(shù)自塔頂沿塔高方向逐漸增大，在塔底達到正值最大值，內(nèi)表面阻力系數(shù)變化趨勢相似，在塔底達到負值最大值。隨著冷卻塔距離射流中心越來越遠，塔底阻力系數(shù)數(shù)值由大變小，即工況2中阻力系數(shù)數(shù)值最大，外表面阻力系數(shù)為0.5，內(nèi)表面阻力系數(shù)為-0.2。

圖14 典型測點層升/阻力系數(shù)時程曲線Fig.14 Time history curves of lift/drag coefficient of typical measuring point layer

4.4 極值風荷載

下?lián)舯┝鲗Τ笮屠鋮s塔具有強烈的沖擊性，將冷卻塔各典型斷面測點內(nèi)、外表面時程風壓系數(shù)進行疊加，并取其峰值，如圖16所示。同時給出了考慮內(nèi)、外壓的規(guī)范良態(tài)風作用下風壓分布曲線，并以此計算得到考慮極值風效應的風壓系數(shù)包絡值：-0.92～2.89。由圖16分析可知：

(1) 工況1中各斷面測點總風壓系數(shù)峰值基本在-0.5上下小幅波動，處在包絡范圍內(nèi)，究其原因為冷卻塔壁厚較薄，此工況中氣流沿筒壁近似豎直流下，故內(nèi)、外表面瞬時風壓系數(shù)相差較小。此工況下按規(guī)范進行結(jié)構(gòu)設計偏于安全。

(2) 工況2～工況4中各斷面測點總風壓系數(shù)峰值呈現(xiàn)明顯的對稱分布特性，沿環(huán)向分布規(guī)律與規(guī)范良態(tài)風曲線相似，均未超出包絡正值2.89，但均存在超出包絡負值-0.92的區(qū)域。其中：工況2、工況3底部背風區(qū)總風壓系數(shù)峰值分別為-1.46，-1.52，超出包絡范圍分別為58.70%，65.22%；另外工況3、工況4中塔筒中部和喉部斷面在側(cè)風區(qū)同樣存在小幅度超出包絡范圍的區(qū)域。

下?lián)舯┝鞫虝r突發(fā)形成的渦環(huán)沖擊作用在冷卻塔內(nèi)、外表面，極有可能引起瞬時極值風荷載超出規(guī)范限值，進而易引起結(jié)構(gòu)的破壞，需引起設計人員的注意。

圖15 各測點層平均升/阻力系數(shù)分布曲線Fig.15 Distribution curve of average lift/drag coefficient of measuring point layers

圖16 塔筒典型斷面測點總風壓系數(shù)峰值曲線圖Fig.16 Curves of peak values of total wind pressure coefficient of typical tower sections

5 結(jié) 論

(1) 采用沖擊射流模型和大渦模擬技術(shù)模擬得出的徑向風速歸一化風剖面與經(jīng)驗模型、實測數(shù)據(jù)吻合度較高；下?lián)舯┝鳑_擊氣流與地面接觸碰撞后，產(chǎn)生一系列徑向移動，反向旋轉(zhuǎn)的渦環(huán)，在r=1.0Djet，r=1.5Djet，r=2.0Djet徑向位置處風速隨之呈現(xiàn)波動變化趨勢。在射流初始風速為29 m/s的情況下，r=1.5Djet處極值風速最高可達50 m/s。

(2) 在下?lián)舯┝靼l(fā)展成熟階段，工況1中冷卻塔塔筒外表面附近區(qū)域存在大尺度渦旋，生成渦旋部位風壓小于周圍區(qū)域；而在工況2～工況4中渦旋主要存在于塔筒內(nèi)部、迎風面塔頂區(qū)域和背風面近地尾流區(qū)，迎風區(qū)外表面和背風區(qū)內(nèi)表面風壓高于其他區(qū)域。

(3) 塔筒內(nèi)、外表面風壓系數(shù)時程分布三維效應明顯，工況1中典型區(qū)域測點風壓系數(shù)隨時間先減小后增大，隨后在下?lián)舯┝靼l(fā)展成熟階段維持穩(wěn)定的正弦分布狀態(tài)；而工況2～工況4風壓系數(shù)脈動趨勢更為顯著，由大幅震蕩發(fā)展成為維持在固定數(shù)值附近的小幅震蕩，其中底部區(qū)域測點受渦環(huán)影響震蕩尤為明顯。

(4) 層平均升力系數(shù)較小，工況2中塔底層平均阻力系數(shù)最大，在內(nèi)、外表面分別可達到-0.2，0.5；工況1處在規(guī)范極值風壓包絡范圍內(nèi)，工況2～工況4均有區(qū)域超出包絡范圍，其中工況2、工況3的底部區(qū)域超出幅度分別達到58.70%，65.22%。

綜上所述，下?lián)舯┝鲗Τ笮屠鋮s塔的風場驅(qū)動主要表現(xiàn)為近地面渦環(huán)的沖擊作用，其瞬態(tài)極值風壓發(fā)生位置從規(guī)范良態(tài)風作用下的喉部側(cè)風區(qū)轉(zhuǎn)移到底部背風區(qū)，同時最大數(shù)值較規(guī)范良態(tài)風作用增大65.22%。主要結(jié)論可為此類特異風作用下超大型冷卻塔結(jié)構(gòu)抗風設計提供科學依據(jù)。