鄭德乾，祝瑜哲，劉帥永，馬文勇，方平治

(1.河南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，鄭州 450001；2.汕頭大學(xué) 工學(xué)院，汕頭 515063；3.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，石家莊 050043；4.中國氣象局上海臺(tái)風(fēng)研究所，上海 200030)

隨著城市化建設(shè)進(jìn)程的逐步推進(jìn)，高層、超高層建筑群日益增多，相鄰建筑間的干擾問題也漸趨突出。1965年英國渡橋電場冷卻塔倒塌事故表明柱體結(jié)構(gòu)間存在較顯著的相互干擾作用[1]；后續(xù)的其他相關(guān)研究也表明，與單體建筑相比，串列布置下的鈍體結(jié)構(gòu)由于流場的復(fù)雜性，會(huì)產(chǎn)生與單體建筑不同的風(fēng)致振動(dòng)引起的舒適性甚至安全性問題[2]。

目前針對(duì)串列柱體的干擾效應(yīng)主要以圓柱[3-7]和方柱[8-11]為研究對(duì)象。Sakamoto[8]和陳素琴[12]分別通過風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了串列雙方柱在不同間距下的流場，結(jié)果表明上、下游方柱間存在某一臨界間距，在該間距前后流場會(huì)呈現(xiàn)出不同流態(tài)。Sohankar[13]在間距比為0.3～12.0范圍內(nèi)，研究了不同雷諾數(shù)對(duì)雙方柱繞流的影響，將串列雙方柱的流場流態(tài)分為單一鈍體、剪切層再附和雙渦脫三種流態(tài)。李聰洲等[14]采用改進(jìn)的延遲分離渦方法對(duì)比模擬分析了高雷諾數(shù)下串列雙圓柱與串列雙方柱繞流，雙圓柱在雷諾數(shù)Re=22 000時(shí)存在臨界間距，而雙方柱在Re=16 000和Re=106下均存在臨界間距。雷諾數(shù)和間距比對(duì)串列柱體的氣動(dòng)干擾效應(yīng)的影響說明上游柱體的分離、再附以及尾流特征對(duì)于串列柱體之間的氣動(dòng)干擾效應(yīng)有顯著的影響。因此，上游柱體外形的改變也將可能對(duì)其氣動(dòng)干擾效應(yīng)產(chǎn)生影響。而且，實(shí)際工程也存在大量的不同外形建筑之間的相互干擾現(xiàn)象。

與圓柱的繞流狀態(tài)受雷諾數(shù)的影響較大相比，標(biāo)準(zhǔn)方柱繞流時(shí)分離點(diǎn)相對(duì)固定，然而當(dāng)角部局部外形發(fā)生變化時(shí)，方柱周圍流場及其風(fēng)荷載和風(fēng)致效應(yīng)[15]也將發(fā)生改變。切角措施是一種典型的方柱角部處理方法，會(huì)對(duì)方柱氣動(dòng)性能產(chǎn)生顯著的影響；當(dāng)切角率不同時(shí)，方柱的氣動(dòng)性能也會(huì)隨之改變[16-22]。對(duì)于單體方柱結(jié)構(gòu)，王新榮等[16]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)10%和15%切角率時(shí)的方柱表面風(fēng)壓低于無切角標(biāo)準(zhǔn)方柱，但高于5%切角率方柱；張正維等[17]分析了切角對(duì)高層方形截面建筑基底氣動(dòng)力系數(shù)影響，發(fā)現(xiàn)10%切角率對(duì)順風(fēng)向基底彎矩的抑制效果最好；Gu等[20]也通過高頻測力天平試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)10%的切角率可有效降低橫風(fēng)向氣動(dòng)力；作者課題組在對(duì)切角措施對(duì)單方柱氣動(dòng)性能影響的大渦模擬研究中發(fā)現(xiàn)，切角措施使剪切層更加貼近方柱壁面，減弱了方柱表面平均風(fēng)壓[21]。在切角措施對(duì)串列方柱的影響方面，Shang等[22]采用大渦模擬方法，對(duì)比分析了間距比4.0的串列雙方柱同時(shí)分別在5%、10%和15%切角率時(shí)，方柱周圍的流場結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)力。以上研究表明，方柱切角后，其流動(dòng)分離角發(fā)生了明顯變化，從而影響了單體方柱和串列方柱中處于下游的方柱周圍流場及其氣動(dòng)性能；但方柱采用切角處理后，其對(duì)串列方柱在不同間距比情況下的干擾效應(yīng)、臨界間距比及其影響機(jī)理等方面的相關(guān)研究仍有待深入。

鑒于此，通過上游方柱無、有切角的數(shù)值模擬對(duì)比分析，研究切角氣動(dòng)措施對(duì)串列方柱氣動(dòng)干擾效應(yīng)的影響，從結(jié)構(gòu)周圍平均和瞬態(tài)流場角度，探討切角措施對(duì)方柱表面風(fēng)壓分布和氣動(dòng)性能的影響機(jī)理。研究成果可以反映雙方柱氣動(dòng)力干擾效應(yīng)對(duì)截面形狀的敏感性，為改善雙方柱氣動(dòng)干擾效應(yīng)提供參考。

1 計(jì)算模型及參數(shù)設(shè)置

數(shù)值模擬中，兩方柱邊長均為D=0.1 m；結(jié)合文獻(xiàn)[16-22]研究結(jié)果，本文選取了影響相對(duì)較大的中等切角率10%，如圖1所示。為研究上游切角對(duì)串列方柱氣動(dòng)力及臨界間距的影響，以方柱中心距L和邊長D定義的間距比范圍為S=L/D=2.0～5.0。為提高計(jì)算效率，首先采用基于雷諾平均(Reynolds averaged Navier-stokes, RANS)的SSTk-ω湍流模型，對(duì)上述間距比范圍內(nèi)，上游無、有切角串列方柱進(jìn)行二維非定常繞流數(shù)值模擬，以確定方柱的臨界間距比；然后，對(duì)確定的臨界間距比情況，進(jìn)行基于空間平均的三維非定常繞流大渦模擬(large eddy simulation, LES)。

計(jì)算域大小設(shè)置為展向15D，上游方柱距離入口10D，下游方柱距離出口28D，在大渦模擬研究中豎向高度H=4D，如圖1所示。采用非均勻結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行離散，對(duì)方柱近壁面區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，相關(guān)網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置如表1所示。采用速度入口邊界條件，均勻來流且不考慮紊流度影響，以來流平均風(fēng)速U0和方柱邊長D定義的雷諾數(shù)Re=22 000。出流面采用壓力出口邊界條件，計(jì)算域兩側(cè)采用對(duì)稱邊界，方柱表面為無滑移壁面。壓力-速度耦合采用SIMPLEC算法?；赗ANS的非定常繞流(unsteady RANS, URANS)數(shù)值模擬中，控制方程離散采用QUICK格式，速度插值方法用PRESTO，時(shí)間步長0.005 s。基于空間平均的大渦模擬非定常繞流中，時(shí)間離散格式為二階隱式，時(shí)間步長0.000 5 s；經(jīng)計(jì)算，93%以上網(wǎng)格單元柯朗數(shù)不超過1.0，表明選取的時(shí)間步長和網(wǎng)格布置基本滿足CFL準(zhǔn)則。大渦模擬計(jì)算13 000步，其中后10 000步用于流場及氣動(dòng)力統(tǒng)計(jì)分析(相當(dāng)于20個(gè)旋渦脫落周期)?？臻g離散采用具有二階精度的bounded central differencing格式；亞格子模型采用dynamic Smagorinsky-Lilly模型。

(a)計(jì)算域整體和邊界條件

2 結(jié)果與討論

方柱表面風(fēng)壓和氣動(dòng)力定義分別如下：

(1)

(2)

(3)

式中:Cp為方柱表面風(fēng)壓系數(shù);CL、CD分別為升、阻力系數(shù)；ρa(bǔ)為空氣密度;p為方柱表面風(fēng)壓;FL、FD分別為方柱升、阻力。方柱表面的平均風(fēng)壓系數(shù)采用Cp,mean，脈動(dòng)升力系數(shù)和平均阻力系數(shù)分別用升力系數(shù)根方差CL,rms和阻力系數(shù)均值CD,mean表示。

斯特羅哈數(shù)定義為：

St=fD/U0

式中，f為旋渦脫落頻率(Hz)。

為便于表述，下面結(jié)果分析中，“無切角方柱”和“切角方柱” 分別表示上游方柱無、有切角時(shí)的串列雙方柱工況。

2.1 數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證

為了說明本文數(shù)值模擬及參數(shù)設(shè)置的有效性以及計(jì)算結(jié)果的正確性，以無切角方柱為例，將間距比S=2.0時(shí)不同近壁面網(wǎng)格分辨率數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中試驗(yàn)[23-24]結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如表1所示，表中Mesh1～Mesh4為本文數(shù)值模擬結(jié)果，Mesh5和Mesh6分別為基于Mesh3和Mesh4的三維大渦模擬結(jié)果，“/”兩側(cè)數(shù)據(jù)分別表示上、下游方柱氣動(dòng)力系數(shù)統(tǒng)計(jì)值。

表1 間距比S=2.0上游無切角串列方柱氣動(dòng)力結(jié)果對(duì)比

由表1可見，不同網(wǎng)格分辨率情況下，本文數(shù)值模擬所得升、阻力系數(shù)和斯特羅哈數(shù)均比較接近；與二維RANS計(jì)算結(jié)果相比，三維大渦模擬LES結(jié)果與文獻(xiàn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)更加吻合。綜合計(jì)算效率與精度，以及后續(xù)大渦模擬對(duì)壁面網(wǎng)格尺度的要求(無量綱網(wǎng)格尺度Y+<1.0)，下文不同網(wǎng)格間距比S=2.0～5.0的數(shù)值模擬計(jì)算均基于Mesh3網(wǎng)格。

2.2 上游切角對(duì)串列方柱氣動(dòng)力臨界間距的影響

圖2為數(shù)值模擬所得上游無、有切角情況下，方柱氣動(dòng)力系數(shù)統(tǒng)計(jì)值隨間距比的變化曲線，由圖可見：

(a)平均阻力系數(shù)

(1)隨著間距比的變化，無、有切角方柱的升、阻力系數(shù)值均在某一間距上發(fā)生突變，該間距即為串列方柱的臨界間距[25-26]。無切角方柱的臨界間距比為S=4.6，相比之下，切角方柱的臨界間距則降至S=4.1。在臨界間距范圍內(nèi)，同等間距比時(shí)上游方柱的平均阻力、脈動(dòng)升力系數(shù)值也都明顯低于無切角方柱，與切角對(duì)單個(gè)方柱的氣動(dòng)力影響規(guī)律一致。

(2)當(dāng)間距比S=4.1時(shí)，無切角方柱尚未到達(dá)其臨界間距，下游方柱平均阻力系數(shù)為負(fù)值，說明此時(shí)下游方柱完全處于上游方柱的近尾流區(qū)，“遮擋效應(yīng)”顯著[27-29]；上、下游方柱的脈動(dòng)升力系數(shù)值均相對(duì)較小。

2.3 上游切角對(duì)串列方柱風(fēng)壓分布的影響

為進(jìn)一步研究上游切角對(duì)方柱風(fēng)壓的影響，對(duì)無、有切角方柱在臨界間距比S=4.6和4.1情況分別進(jìn)行了三維非定常繞流LES大渦模擬，相應(yīng)的網(wǎng)格總數(shù)約135萬(基于Mesh3網(wǎng)格)。

圖3為大渦模擬所得無、有切角方柱1/2H高度處表面測點(diǎn)的平均風(fēng)壓系數(shù)結(jié)果比較，為便于區(qū)分，圖中“上游方柱”測點(diǎn)編號(hào)范圍為1～40，“下游方柱”測點(diǎn)編號(hào)范圍為51～90，由圖可見：

(1)整體上來看，對(duì)于方柱表面的平均風(fēng)壓系數(shù)，無、有切角情況下的上游方柱平均風(fēng)壓系數(shù)分布趨勢基本一致，迎風(fēng)面為正壓(風(fēng)壓力)，而側(cè)面和背風(fēng)面為負(fù)壓(風(fēng)吸力)[30]；差異主要體現(xiàn)在上游方柱的角部修正區(qū)域，這是由于切角措施改變了方柱的角部形狀，使得分離點(diǎn)位置發(fā)生變化，影響了剪切流的擴(kuò)散角度，使其明顯小于無切角方柱。對(duì)于下游方柱來說，當(dāng)間距比S=4.1(圖3(a))時(shí)，切角方柱迎風(fēng)面為正壓而背風(fēng)面為負(fù)壓，阻力系數(shù)值在迎、背風(fēng)面共同作用下呈現(xiàn)正值；無切角時(shí)其迎風(fēng)面即為強(qiáng)負(fù)壓作用，風(fēng)壓系數(shù)值可達(dá)-0.93，且數(shù)值的絕對(duì)值大于背風(fēng)面，導(dǎo)致下游方柱阻力系數(shù)值為負(fù)(圖2(a))。當(dāng)間距比S=4.6(圖3(b))時(shí)，無、有切角情況的下游方柱風(fēng)壓分布趨勢大致相同，只是迎、背風(fēng)面的數(shù)值有所差別，切角方柱的相應(yīng)值與間距比S=4.1(圖3(a))一致，而無切角方柱迎風(fēng)面平均壓力系數(shù)明顯降低，背風(fēng)面存在較強(qiáng)負(fù)壓作用(風(fēng)壓系數(shù)值可達(dá)-1.50)，使得下游方柱阻力系數(shù)為正值。

(a)間距比S=4.1

(2)方柱表面平均風(fēng)壓系數(shù)最大值在上游方柱的角部修正區(qū)域存在較大差異。當(dāng)間距比S=4.1和4.6時(shí)，切角方柱均在前緣角部修正區(qū)(第10號(hào)測點(diǎn)位置)出現(xiàn)較大負(fù)值(風(fēng)吸力)，值分別為-1.19和-1.16，并于側(cè)面前緣(第13號(hào)測點(diǎn)位置)再次出現(xiàn)較強(qiáng)的風(fēng)吸力，平均風(fēng)壓系數(shù)值分別為-1.58和-2.40。相比之下，無切角方柱的平均風(fēng)壓系數(shù)分布較為均勻，在第10和13測點(diǎn)位置并無風(fēng)壓極大值現(xiàn)象。

以上情況說明，在相同間距下，上游方柱的切角處理使串列雙方柱的表面風(fēng)壓分布產(chǎn)生顯著差異，該現(xiàn)象與流動(dòng)分離點(diǎn)、剪切流擴(kuò)散角度以及再附現(xiàn)象變化有關(guān)，將在下文流場分析中進(jìn)一步解釋。

2.4 時(shí)均流場分析

本節(jié)將結(jié)合方柱周圍的時(shí)均流場，分析上游方柱切角措施對(duì)風(fēng)荷載的影響機(jī)理。圖4為串列方柱時(shí)均流線圖，為便于分析，圖中還給出了方柱周圍的平均風(fēng)壓系數(shù)等值線云圖，由圖可知：

(1)當(dāng)間距比S=4.1(圖4(a)、4(c))時(shí)，上游方柱側(cè)面的分離渦均從方柱前角分離并貼近后角，尾流區(qū)均存在2個(gè)對(duì)稱渦，其中無切角方柱工況(圖4(a))的對(duì)稱渦由方柱前角分離后的氣流受下游方柱阻擋后形成，渦的尺度較大且直接作用于下游方柱；而切角方柱工況的對(duì)稱渦則由方柱前角的分離渦在尾流區(qū)脫落而形成。無切角方柱(圖4(a))形成了1個(gè)大尺度渦與2個(gè)小尺度渦，其中大渦緣于方柱前端，順時(shí)針旋轉(zhuǎn)且有遠(yuǎn)離壁面趨勢；而2個(gè)小渦則是貼近壁面且靠近尾流，呈現(xiàn)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，這是由于上游方柱尾流受下游方柱的阻擋產(chǎn)生的逆時(shí)針方向的回流在該角部區(qū)域又發(fā)生了流動(dòng)分離所致。切角方柱(圖4(c))則是形成了1個(gè)大尺度的分離渦且更貼近壁面，使得此時(shí)的上游方柱側(cè)面負(fù)壓強(qiáng)于無切角工況對(duì)應(yīng)值(圖3(a))；此外，在側(cè)面后端切角部位也形成有1個(gè)小渦，該逆時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)渦來自于上游方柱尾流對(duì)稱渦引起的回流在切角部位的流動(dòng)分離。無、有切角情況下，方柱背風(fēng)面渦核間距分別為1.34D和0.63D，其中切角方柱比無切角方柱降低了53%。對(duì)于下游方柱，無切角情況的上游方柱前角產(chǎn)生的剪切層在下游方柱的迎風(fēng)面與側(cè)面發(fā)生流動(dòng)再附現(xiàn)象，在上、下游方柱間形成回流區(qū)(圖4(a))；而有切角情況的上游方柱產(chǎn)生的剪切層僅作用在下游方柱迎風(fēng)面(圖4(b))，使得迎風(fēng)面的負(fù)壓減弱且平均風(fēng)壓系數(shù)較低，此時(shí)下游方柱產(chǎn)生剪切層分離使得背風(fēng)面的負(fù)壓增強(qiáng)(圖3(a))，導(dǎo)致下游方柱的阻力系數(shù)為正值。

(2)當(dāng)間距比S=4.6(圖4(b)、4(d))時(shí)，無切角方柱處于臨界間距，與切角方柱類似，其尾流也呈現(xiàn)雙渦脫流態(tài)，上游方柱周圍形成了4個(gè)尺度不一的分離渦。有、無切角方柱的尾流區(qū)均存在2個(gè)對(duì)稱渦，無切角方柱的對(duì)稱渦核間距為0.74D，而切角方柱相應(yīng)值則為0.66D，降低了15.2%，這是由于上游方柱切角導(dǎo)致剪切流擴(kuò)散角變窄，切角工況的上游方柱分離渦更貼近壁面，使得尾流也變窄，從而造成平均阻力系數(shù)減小，旋渦脫落頻率增大。對(duì)于下游方柱，無切角情況下其角部前端存在1個(gè)小尺度渦；而有切角時(shí)則存在3個(gè)小尺度渦，且渦核也更靠近方柱側(cè)面。有、無切角方柱尾流區(qū)的2個(gè)對(duì)稱渦核間距分別為0.53D、0.56D，切角方柱比無切角方柱降低了5.3%。與無切角方柱相比，在下游位置切角方柱的分離渦更加復(fù)雜且貼近壁面，尾流窄小，說明上游方柱切角處理對(duì)串列雙方柱的上、下游方柱周圍流場均產(chǎn)生了較明顯的影響。

(a)S=4.1無切角方柱

(3)總的來看，上游方柱前緣的切角會(huì)減小前緣的分離角，從而在切角方柱出現(xiàn)了分離再附現(xiàn)象，在再附范圍內(nèi)(第10～15號(hào)測點(diǎn))，風(fēng)壓會(huì)出現(xiàn)明顯波動(dòng)。第13號(hào)測點(diǎn)處于氣流二次分離點(diǎn)，其后位置容易形成強(qiáng)負(fù)壓區(qū)，出現(xiàn)負(fù)壓極值點(diǎn)。

2.5 瞬態(tài)流場分析

為進(jìn)一步分析上游方柱切角處理對(duì)串列方柱周圍瞬態(tài)流場演化規(guī)律及方柱的風(fēng)壓分布和氣動(dòng)力性能的影響。本節(jié)選取大渦模擬所得間距比S=4.1和4.6時(shí)，無、有切角方柱分別在1個(gè)渦脫周期內(nèi)4個(gè)典型時(shí)刻的瞬態(tài)渦量圖進(jìn)行對(duì)比分析。圖5為選取的典型時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的下游方柱升力系數(shù)時(shí)程圖，圖中符號(hào)“■”為1/4T，“▲”為2/4T，“●”為3/4T，“▼”為4/4T時(shí)刻。

圖5 升力系數(shù)時(shí)程圖(局部)

圖6為間距比S=4.1和4.6時(shí)，無、有切角方柱在4個(gè)典型時(shí)刻的z軸瞬態(tài)渦量圖和方柱周圍的瞬時(shí)流線圖，由圖可見：

(1)對(duì)于無切角方柱來說，間距比S=4.1時(shí)，串列方柱處于非臨界間距狀態(tài)，由于兩方柱間距相對(duì)較小，其旋渦脫落呈現(xiàn)剪切層再附流態(tài)(圖6(a))，受下游方柱的阻擋，上游方柱的旋渦脫落受到抑制，方柱前角分離渦沿?cái)U(kuò)散角邊緣流線逐漸發(fā)展后脫落至下游方柱前緣，形成流動(dòng)分離和再附現(xiàn)象，在下游方柱后方脫落，此時(shí)，尾流區(qū)穩(wěn)定規(guī)律的旋渦脫落僅發(fā)生在下游方柱。當(dāng)間距比增大為S=4.6時(shí)，串列方柱處于臨界間距狀態(tài)，其旋渦脫落呈現(xiàn)雙渦脫流態(tài)(圖6(b))，下游方柱的阻擋作用消失，上、下游方柱均產(chǎn)生了尾渦脫落，此時(shí)上游方柱交替脫落的旋渦與下游方柱的剪切層相互作用，使得下游方柱的渦脫強(qiáng)度高于上游方柱。

(2)與無切角方柱相比，上游方柱切角處理后，其前端的分離剪切流擴(kuò)散角變小，分離渦更靠近壁面(圖4)，尾流也隨之變窄，即使兩方柱距離仍相對(duì)較近(間距比S=4.1)，但此時(shí)下游方柱的阻擋效應(yīng)相對(duì)有限，使得上游方柱尾流旋渦脫落受到的抑制作用明顯減弱，導(dǎo)致間距比S=4.1的切角串列雙方柱的旋渦脫落模式呈現(xiàn)出雙渦脫流態(tài)(圖6(c))。隨著間距比增大至S=4.6時(shí)，下游方柱的阻擋作用更弱，其旋渦脫落仍為雙渦脫流態(tài)(圖6(d))。

(a)S=4.1無切角方柱

(3)無、有切角方柱下，串列方柱周圍均存在明顯的分離渦，上側(cè)以負(fù)渦為主，下側(cè)以正渦為主。上游方柱切角處理使得其側(cè)面分離渦更加貼近壁面，形成了(除大尺度主渦外)豐富的小尺度渦。在4個(gè)典型時(shí)刻內(nèi)，脫落的旋渦在串列方柱的上、下側(cè)呈現(xiàn)貼近與遠(yuǎn)離態(tài)勢并存，交替脫落的發(fā)展演化現(xiàn)象。與無切角方柱相比，切角方柱的渦寬度降低，渦脫頻率上升，側(cè)面風(fēng)壓減小，對(duì)應(yīng)的氣動(dòng)力更弱，增加了上游方柱背風(fēng)面分離渦與壁面距離，尾流變窄，使得背風(fēng)面風(fēng)壓減小，阻力系數(shù)降低，斯特羅哈數(shù)(無量綱渦脫頻率)增大。

3 結(jié) 論

通過二維非定常RANS計(jì)算和三維非定常LES大渦模擬方法對(duì)無、有切角串列方柱周圍的流場及風(fēng)壓分布情況的研究，主要得到如下結(jié)論：

(1)雙方柱的氣動(dòng)干擾效應(yīng)對(duì)方柱氣動(dòng)外形的變化很敏感，在相同間距比情況下，上游方柱切角處理后，方柱的氣動(dòng)外形發(fā)生改變，上、下游方柱的氣動(dòng)力系數(shù)均低于無切角方柱，而且臨界間距比也低于未進(jìn)行切角處理的串列方柱。這種敏感性也為改善雙方柱的氣動(dòng)干擾提供了可能性。

(2)上游切角對(duì)風(fēng)壓系數(shù)的影響主要是由于上游方柱的切角處理使得流體的分離點(diǎn)后移，分別在上游方柱角部修正區(qū)域及下游方柱迎風(fēng)面產(chǎn)生平均風(fēng)壓系數(shù)極大值，同時(shí)也影響了剪切流的擴(kuò)散角度與再附現(xiàn)象，導(dǎo)致平均風(fēng)壓系數(shù)低于相同間距下的無切角方柱。

(3)上游方柱的切角處理使方柱分離渦更加貼近壁面，背風(fēng)面處渦距變窄，尾流區(qū)的渦道增長，能量分布更分散，渦脫頻率提高，同時(shí)分離渦在周期脫落時(shí)于背風(fēng)面發(fā)生卷縮現(xiàn)象，更貼近壁面，減小了平均阻力。