趙詩宇 陳 旭 葛耀君

非平穩(wěn)風(fēng)場模擬及閉口箱梁非平穩(wěn)風(fēng)壓特性

趙詩宇1陳 旭2，*葛耀君1

（1.同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092； 2.上海師范大學(xué)建筑工程學(xué)院，上海 201418）

非平穩(wěn)極端風(fēng)由強(qiáng)對流導(dǎo)致，因此與良態(tài)風(fēng)相比具有強(qiáng)加速度、高相關(guān)性的特征。傳統(tǒng)邊界層風(fēng)洞采用尖劈、粗糙元或格柵產(chǎn)生湍流風(fēng)場，難以有效模擬極端風(fēng)的大尺度突變風(fēng)特征。對加拿大西安大略大學(xué)直流式風(fēng)洞進(jìn)行改造，通過開閉擋板快速改變流動方向，在試驗(yàn)段產(chǎn)生較大加速度的突增/突減風(fēng)以及一維正弦脈動風(fēng)。經(jīng)測試，改造后風(fēng)洞可有效地模擬高相關(guān)性極端風(fēng)的突增、突降特性，并可產(chǎn)生頻譜能量集中的一維正弦脈動風(fēng)。突增風(fēng)下的閉口箱梁斷面表面風(fēng)壓將產(chǎn)生由風(fēng)場時變靜壓導(dǎo)致的極值，斷面極值風(fēng)壓分布為均勻流下繞流風(fēng)壓分布及梯度壓強(qiáng)的疊加。

突增風(fēng)速， 正弦脈動風(fēng)， 閉口箱梁， 非平穩(wěn)效應(yīng)

0 引 言

非平穩(wěn)極端風(fēng)（如下?lián)舯┝?、龍卷風(fēng)等）由強(qiáng)對流導(dǎo)致，具有強(qiáng)加速度、高相關(guān)性的特征。圖1展示了兩個典型的強(qiáng)加速度非平穩(wěn)風(fēng)速實(shí)測樣本，其中圖1（a）為AAFB下?lián)舯┝鞯膶?shí)測風(fēng)速情況［1］，圖1（b）為1998年日本福岡市的一次強(qiáng)加速度風(fēng)速實(shí)測記錄［2］。此類風(fēng)也被稱為陣風(fēng)或瞬態(tài)風(fēng)。非平穩(wěn)極端風(fēng)的陣風(fēng)風(fēng)速在某些地區(qū)是抗風(fēng)設(shè)計(jì)的控制因素［3］，因此有必要展開非平穩(wěn)風(fēng)作用下橋梁結(jié)構(gòu)斷面的風(fēng)荷載研究，以確保結(jié)構(gòu)在極端風(fēng)下的響應(yīng)計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖1　強(qiáng)加速度非平穩(wěn)風(fēng)

當(dāng)時變平均風(fēng)的加速度非常大時，對應(yīng)的大尺度高能量的風(fēng)一般被稱為突變風(fēng)（突增風(fēng)或突減風(fēng)）、短時加速陣風(fēng)（short-rise-time gust）［4］、加速流（accelerating flow）［5］、突啟動流（impulsive flow）［6］等。突變風(fēng)作用下的結(jié)構(gòu)氣動性能一般稱為瞬態(tài)氣動特性（transient aerodynamics）［7-8］或非穩(wěn)態(tài)/非定常氣動特性（unsteady aerodynamics）［9］。文獻(xiàn)［2，4，6，9］顯示，強(qiáng)加速流下結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)氣動特性與平穩(wěn)風(fēng)下的氣動特性有較大區(qū)別，主要體現(xiàn)在風(fēng)荷載的超沖。若風(fēng)場無法達(dá)到足夠的無量綱加速度，則得到的風(fēng)荷載時程接近準(zhǔn)平穩(wěn)的情況。部分文獻(xiàn)［5，10-12］則僅在加速流中發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓的高相關(guān)性，而未發(fā)現(xiàn)整體荷載在加速過程中的顯著超沖。

傳統(tǒng)邊界層風(fēng)洞采用尖劈、粗糙元或格柵產(chǎn)生湍流風(fēng)場，由于風(fēng)機(jī)扭矩受限而無法實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)速的快速變化，且產(chǎn)生的湍流成分非完全相關(guān)，因此難以有效模擬極端風(fēng)的大尺度突變風(fēng)特征。在極端風(fēng)的加速度很高時，準(zhǔn)定常假設(shè)不再適用，因此需要對此種風(fēng)場下的結(jié)構(gòu)氣動特性進(jìn)行研究。本文主要介紹了對西安大略大學(xué)直流組裝式風(fēng)洞的改造過程，測試了改造后的風(fēng)洞生成的高相關(guān)性的突增風(fēng)和順風(fēng)向一維正弦風(fēng)的風(fēng)場特性，并試驗(yàn)研究了典型橋梁斷面——閉口箱梁的突增和正弦兩種脈動風(fēng)的非平穩(wěn)風(fēng)效應(yīng)。

1 非平穩(wěn)風(fēng)場模擬系統(tǒng)

本文參考日本九州大學(xué)［4］的突變風(fēng)風(fēng)洞的設(shè)計(jì)，對加拿大西安大略大學(xué)的50 cm×50 cm截面直流吸式風(fēng)洞進(jìn)行改造，如圖2所示。該設(shè)計(jì)在下游布置吸式風(fēng)扇，通過同時開啟正面開口、閉合側(cè)面開口的方式，由圖2（a）中的狀態(tài)1快速轉(zhuǎn)換至狀態(tài)2，風(fēng)洞內(nèi)的流動方向瞬間改變，由側(cè)面開口入流轉(zhuǎn)換至正面開口入流，從而在試驗(yàn)段產(chǎn)生較大加速度的突增/突減風(fēng)。為了減小擋板轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的湍流影響測試段的風(fēng)場，電機(jī)帶動的擋板系統(tǒng)放置于試驗(yàn)段的下游。為了最大程度減少風(fēng)機(jī)由風(fēng)速突變產(chǎn)生的突變氣壓差，采用了一個正面開口和三個側(cè)面開口，分別位于風(fēng)洞斷面的左、右和下側(cè)，如圖2（b）所示。三個側(cè)面開口的總面積與正面開口面積相等。受機(jī)械制造和安裝的限制，各擋板間需留有安裝間隙，實(shí)測擋板阻塞率約為95%。由于擋板轉(zhuǎn)動時會對其上游一定范圍內(nèi)流場有干擾，因此將被測斷面置于距擋板體系80 cm的上游位置。圖2（c）為風(fēng)洞改造后的實(shí)拍照片。

圖2　改造風(fēng)洞圖

電機(jī)控制系統(tǒng)在西門子TIA Portal V15.1平臺進(jìn)行編程，采用西門子 SIMATIC S7-1200可編程控制器進(jìn)行控制，結(jié)合西門子SIMATIC HMI TP700人機(jī)界面進(jìn)行脫機(jī)觸控操作。擋板可實(shí)現(xiàn)兩種方式的轉(zhuǎn)動：①連續(xù)轉(zhuǎn)動，結(jié)合運(yùn)行情況和風(fēng)場特性，本文設(shè)定最高轉(zhuǎn)速為200 RPM；②突轉(zhuǎn)運(yùn)動，在設(shè)定的時間由設(shè)定的狀態(tài)1轉(zhuǎn)至狀態(tài)2（最短轉(zhuǎn)動時間為0.1 s），維持一段時間后，再由狀態(tài)2轉(zhuǎn)回狀態(tài)1，轉(zhuǎn)動的周期數(shù)可自由設(shè)定。各個電機(jī)都可單獨(dú)運(yùn)行，在操控中作者結(jié)合風(fēng)機(jī)運(yùn)行和風(fēng)速測定的實(shí)際情況選擇運(yùn)行的電機(jī)。

2 非平穩(wěn)風(fēng)場模擬

風(fēng)場特性測試采用多個TSI眼鏡蛇探針和兩個皮托管進(jìn)行，其中眼鏡蛇探針布設(shè)見圖3，皮托管的橫向位置與眼鏡蛇探針一致。眼鏡蛇探針量程為40 m/s，標(biāo)定誤差為1 m/s，采樣頻率為625 Hz；皮托管管長約15 cm，該長度下測壓管信號畸變很小，無須修正。測試風(fēng)場范圍為測試段中心各個方向15 cm范圍，圖3所示各風(fēng)速測點(diǎn)得到的風(fēng)速時程曲線幾乎重合，即風(fēng)場完全相關(guān)。兩個皮托管沿風(fēng)向布置，以測量非平穩(wěn)風(fēng)下的氣壓差。

圖3　眼鏡蛇探針布設(shè)

在空風(fēng)洞中，在非平穩(wěn)風(fēng)發(fā)生時，-方程將退化至［13］：

式中：為空氣密度；為氣流的當(dāng)?shù)丶铀俣?；為風(fēng)壓沿風(fēng)向的梯度。

需要注意的是，式（1）只適用于加速度強(qiáng)且均勻的風(fēng)場，由尖劈、粗糙元、格柵產(chǎn)生的湍流風(fēng)場的風(fēng)速相關(guān)性較差，采用式（1）結(jié)合準(zhǔn)定常假設(shè)進(jìn)行湍流場下預(yù)測風(fēng)壓將高估結(jié)果［14］。本文受風(fēng)洞尺寸限制，可擺放皮托管數(shù)量有限，得到的風(fēng)壓梯度結(jié)果基本滿足式（1），在未來的研究中會放置具有測壓孔的面板以得到梯度壓強(qiáng)數(shù)據(jù)。

2.1　突增風(fēng)的模擬

日本九州大學(xué)的突變風(fēng)風(fēng)洞采用短時間關(guān)閉側(cè)面開口、打開正面開口的方式產(chǎn)生突變風(fēng)，風(fēng)速的加速時間設(shè)定為開口開閉的時間［4］。圖4展示了西安大略大學(xué)改造后風(fēng)洞的風(fēng)速加速情況，并與日本九州大學(xué)的加速情況進(jìn)行比較。從圖4中可以觀察到，在約0.3 s風(fēng)速即可加速到目標(biāo)值，與九州大學(xué)［2］最快的加速工況相近，且本文風(fēng)速時程過渡更平順。需要注意的是，由于整個過程并非均勻加速，因此部分研究［5］采用加速中間穩(wěn)定段來定義加速時間，或采用擋板轉(zhuǎn)動的時間定義加速時間［4］，圖4中九州大學(xué)的工況對應(yīng)加速時間被定義為0.2 s。

圖4　突增風(fēng)速特征

本文在調(diào)試風(fēng)場和后續(xù)測試時，對該種風(fēng)況下設(shè)置最高目標(biāo)風(fēng)速為7 m/s。當(dāng)目標(biāo)風(fēng)速由2.5 m/s提升至7 m/s，風(fēng)速曲線幾乎一致，均如圖4所示。高目標(biāo)風(fēng)速下氣壓差更大，相較低風(fēng)速工況加速略快。需要注意的是，在加速過程中，吸式風(fēng)洞中的極值風(fēng)壓為負(fù)壓，這與風(fēng)機(jī)布置在上游的吹式風(fēng)洞相反，在后面章節(jié)測壓試驗(yàn)中，極值風(fēng)壓也為負(fù)。

為了最大程度上減少測試結(jié)果的不確定性，可控制電機(jī)由圖2（a）的狀態(tài)1轉(zhuǎn)至狀態(tài)2（突增風(fēng)），再轉(zhuǎn)回至狀態(tài)1，并重復(fù)該過程（圖5），以求取平均值減少隨機(jī)誤差。

圖5　可重復(fù)的突增風(fēng)場時程

該過程包括了風(fēng)速的突增與突降，設(shè)置約10 s的轉(zhuǎn)動間隙使風(fēng)場在加速后達(dá)到平穩(wěn)狀態(tài)，且測壓試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)周圍流場特征穩(wěn)定。

當(dāng)設(shè)置的轉(zhuǎn)動間隙趨于0時，將生成脈沖風(fēng)（圖6），即風(fēng)速增大后無平穩(wěn)段即下降至0。脈沖風(fēng)的增、降過程并不對稱，一般降速較升速更快，這是因?yàn)榻邓偈侵苯佑蓳醢甯艚^試驗(yàn)段，而升速過程需試驗(yàn)段的氣流由零加速，是更加“柔性”的變速過程。與僅有突增、突降的風(fēng)場相比，這種脈沖型風(fēng)場可與雷暴風(fēng)直接類比。

圖6　脈沖風(fēng)速時程

2.2　正弦風(fēng)的模擬

一維正弦流在港口、船舶工程中研究較多，一般將波浪考慮為零均值正弦流，分析其作用于結(jié)構(gòu)上的荷載。在結(jié)構(gòu)風(fēng)工程中，結(jié)構(gòu)尾流部分主要為橫風(fēng)向正弦風(fēng)，而順風(fēng)向正弦風(fēng)無明確應(yīng)用場景，因此研究相對較少。根據(jù)相對速度，來流正弦風(fēng)作用于靜止結(jié)構(gòu)上，等同于來流穩(wěn)態(tài)風(fēng)作用于在順風(fēng)向方向做正弦運(yùn)動的結(jié)構(gòu)，因此相關(guān)結(jié)果可等效至氣動導(dǎo)數(shù)［15］。

20世紀(jì)50年代的正弦風(fēng)風(fēng)洞采用在測試物下游轉(zhuǎn)動擋板的方式使風(fēng)洞具有時變的“阻塞比”，在風(fēng)機(jī)功率不變的情況下，上游風(fēng)速會隨之產(chǎn)生順風(fēng)向正弦風(fēng)特征［16］。Davenport［17］在構(gòu)建氣動導(dǎo)納函數(shù)時，根據(jù)相對速度，采用均勻風(fēng)中的單擺結(jié)構(gòu)運(yùn)動，推算了完全相關(guān)脈動風(fēng)場對應(yīng)的氣動導(dǎo)納。Nomura等［18］采用交流伺服電機(jī)控制風(fēng)機(jī)實(shí)現(xiàn)順風(fēng)向正弦風(fēng)的模擬，后Ma等［19］、Yang等［20］分別在宮崎大學(xué)、同濟(jì)大學(xué)的主動控制風(fēng)洞中模擬了順風(fēng)向正弦風(fēng)。

本文測試中風(fēng)速頻率變化范圍為0.5～6.1 Hz，在正面擋板全部開啟時，設(shè)定來流風(fēng)速分別為10 m/s與8 m/s，風(fēng)速平穩(wěn)后轉(zhuǎn)動擋板，采用眼鏡蛇探頭對風(fēng)速變化情況進(jìn)行測量。圖7為保持正面擋板一半開啟，只轉(zhuǎn)動另一半正面擋板產(chǎn)生正弦風(fēng)情況，實(shí)測的風(fēng)增速過程相比風(fēng)減速過程慢，并非完全對稱形態(tài)，此種情況也出現(xiàn)于Nomura等［18］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果中。隨著擋板轉(zhuǎn)動頻率增加，風(fēng)場的波動將逐漸減小，但單頻正弦特性依然保持較好。擋板轉(zhuǎn)動具有對稱性，因此其轉(zhuǎn)動一個周期，對應(yīng)風(fēng)場變化兩個周期。

圖7　正弦風(fēng)風(fēng)速時程

測試中發(fā)現(xiàn)電機(jī)及其支座組成的部分在風(fēng)速頻率為4.5～5 Hz時振動劇烈，推測該結(jié)構(gòu)體系的共振頻率位于該范圍內(nèi)。雖然電機(jī)部分的振動無法傳遞至試驗(yàn)段，但考慮到支座和支撐部分的疲勞問題，在測試時避開了該頻率范圍。

圖8為正弦風(fēng)的頻譜特征，各個顏色分別代表了不同的轉(zhuǎn)速下的風(fēng)譜情況。如圖8（a）所示，轉(zhuǎn)動證明擋板時，在風(fēng)譜中有一定二倍頻率部分，但強(qiáng)度一般較卓越頻率低兩個數(shù)量級以上。如圖8（b）所示，在轉(zhuǎn)動側(cè)面擋板風(fēng)頻率為6 Hz時，二階倍頻效應(yīng)最明顯，占比約為7%，且在0.5 Hz以下有一定低頻噪聲成分。

圖8　正弦風(fēng)頻譜特征

非零均值正弦風(fēng)中有兩個風(fēng)速值，即風(fēng)速均值0與風(fēng)速波動幅值m，因此需要額外的無量綱參數(shù)速度比（amplitude ratio，AR）：

圖9展示了速度比與轉(zhuǎn)動頻率的關(guān)系，圖例中風(fēng)速項(xiàng)為正面擋板全開、側(cè)面擋板全閉時對應(yīng)的平穩(wěn)風(fēng)速。當(dāng)轉(zhuǎn)速較慢時，速度比最高可達(dá)30 %，而隨著轉(zhuǎn)速的提高，風(fēng)速波動強(qiáng)度逐漸下降，在6 Hz處跌至5%～7%，該下降趨勢與Drabble等［15］相近。Drabble等［15］在風(fēng)場調(diào)試中，5 Hz到18 Hz的風(fēng)速頻率，對應(yīng)速度比由3%降至約0.8%。轉(zhuǎn)動正面擋板時，相當(dāng)于直接改變了測試段的等效“阻塞比”，因此速度比數(shù)值更大；轉(zhuǎn)動側(cè)面擋板時，正面的阻塞比并未改變，而相當(dāng)于風(fēng)洞間歇性“漏風(fēng)”，間接地導(dǎo)致測試段風(fēng)速波動變小。在采用相同的轉(zhuǎn)動擋板及轉(zhuǎn)速時，風(fēng)速的增加會使速度比提高，但變化不明顯。

3 非平穩(wěn)風(fēng)荷載

3.1　非平穩(wěn)風(fēng)荷載模型

此類全相關(guān)風(fēng)場的阻力系數(shù)一般以Morison公式［21］進(jìn)行表達(dá)，而該類風(fēng)場的無量綱參數(shù)一般由Morison公式中的慣性力項(xiàng)與阻力項(xiàng)的比值進(jìn)行表達(dá)。

Morison對于突變風(fēng)下結(jié)構(gòu)阻力的表達(dá)式為

在突增風(fēng)中，可以提出一個用以衡量準(zhǔn)定常阻力與慣性力比值的無量綱數(shù)

式中：U和U分別為加速的起始風(fēng)速和目標(biāo)風(fēng)速；r為無量綱加速時間，即

r為無量綱加速度，為無量綱時間的倒數(shù)。無量綱加速度和無量綱時間被廣泛應(yīng)用于突變風(fēng)研究中，并與阻力系數(shù)的超沖相關(guān)聯(lián)［2］。

另一方面，要對危險品道路運(yùn)輸企業(yè)的安全生產(chǎn)進(jìn)行合理評估。由于長三角地區(qū)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，危險品道路運(yùn)輸企業(yè)迅速增長，但是因?yàn)槠髽I(yè)間的組建方式存在差別，所以經(jīng)營過程中的安全管理也存在不同，主管部門提出要對企業(yè)運(yùn)營中的安全生產(chǎn)體制和組織、車輛等級管理、從業(yè)人員安全管理等進(jìn)行評估。目的是根據(jù)評估結(jié)果，對行業(yè)中出現(xiàn)的安全問題責(zé)令整改，及時清除安全生產(chǎn)不達(dá)標(biāo)的企業(yè)，提高行業(yè)運(yùn)營的規(guī)范性和有序性。

對于非零均值正弦風(fēng)

Davenport［22］提出氣動導(dǎo)納函數(shù)以表達(dá)風(fēng)速與風(fēng)荷載之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系，對于完全相關(guān)來流風(fēng)場，轉(zhuǎn)換關(guān)系可表達(dá)為

因此，氣動導(dǎo)納函數(shù)可表達(dá)為［15］

式中：ds為阻力系數(shù)均值；d和m一般表達(dá)為無量綱頻率0的函數(shù)。

從以上分析中可以發(fā)現(xiàn)，這兩個無量綱參數(shù)均與結(jié)構(gòu)尺寸相關(guān)。以本研究后續(xù)采用的長寬比為10∶1，等價/為8、高度為2.5 cm的流線型箱梁模型斷面為例（圖10）進(jìn)行說明。該風(fēng)洞產(chǎn)生的突增風(fēng)場的無量綱加速時間為7～1 000，對應(yīng)無量綱加速度為0.001～0.143；無量綱頻率范圍為0.008～0.3，且可調(diào)風(fēng)速比。根據(jù)文獻(xiàn)調(diào)研［2，19］發(fā)現(xiàn)，該風(fēng)洞產(chǎn)生的風(fēng)場可覆蓋常用的無量綱參數(shù)范圍，且可實(shí)現(xiàn)極短的無量綱加速時間，從而對極端風(fēng)下的結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載建模提供豐富的風(fēng)速輸入。

3.2　非平穩(wěn)風(fēng)下閉口箱梁斷面風(fēng)壓分布

本小節(jié)以閉口箱梁斷面在突增風(fēng)速下的表面風(fēng)壓特性為例，介紹非平穩(wěn)風(fēng)下的結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓分布特性。

閉口箱梁剛性測壓模型如圖10所示，采用3D打印，模型表面光滑。模型兩端固定在洞壁開口位置，在來流時無局部或整體振動。模型置于入口下游15 cm處，其跨度與高度之比為20，阻塞率為5 %，根據(jù)文獻(xiàn)，無須進(jìn)行阻塞率的修正。模型沿跨中位置布置52個測點(diǎn)，如圖10所示。測壓管分別從模型左右兩個開口處引出并連接到掃描閥上，此種布置可以盡可能縮短測壓管的長度，從而減小風(fēng)壓信號在突變中的畸變。本實(shí)驗(yàn)各測壓管長度均相等，約為50 cm。風(fēng)速和風(fēng)壓的采樣頻率皆為625 Hz，兩信號獨(dú)立采集。在皮托管采集系統(tǒng)和眼鏡蛇探頭采集系統(tǒng)接入同源的模擬信號，可手動產(chǎn)生瞬時脈沖信號，根據(jù)信號初始的突變位置直接確定二者時間差。脈沖信號只有一個時間點(diǎn)的長度，因此同步精度約為1/625 s。

圖10　橋梁斷面測點(diǎn)布置（單位：mm）

圖11為均勻流下橋梁斷面表面平均風(fēng)壓系數(shù)p分布情況，風(fēng)速分別設(shè)置為4～12 m/s，以梁寬為特征長度對應(yīng)e為6×104～2×105。圖11中橫坐標(biāo)為橋梁斷面厚度，為橋梁表面某位置距離上游的橋梁翼緣的水平距離，表達(dá)了橋梁表明點(diǎn)的橫向無量綱位置。

圖11　平均風(fēng)下表面平均風(fēng)壓系數(shù)分布

下表面風(fēng)壓分布在4 m/s時，第二個底角處風(fēng)壓分布與其他高風(fēng)速結(jié)果有較大區(qū)別，4 m/s風(fēng)速下該處的負(fù)壓峰值特征不明顯，可能是由于低雷諾數(shù)條件下，在此處并未發(fā)生顯著的流動分離。需要注意的是，圖中4～7 m/s的工況對應(yīng)下游的正面開口為半閉合狀態(tài)，而10 m/s與12 m/s兩個工況對應(yīng)正面開口全開放的狀態(tài)。

圖12展示了突增風(fēng)下的斷面上表面近后翼緣位置風(fēng)壓系數(shù)變化特性，其中風(fēng)壓系數(shù)的表達(dá)式為

式中：p（t）為突變風(fēng)下斷面上表面近后翼緣位置風(fēng)壓時程；p∞為風(fēng)速為Ut的均勻流下靜壓均值（皮托管布置于橋梁中心正下方）；ρ為空氣密度。

當(dāng)風(fēng)場的加速度最高時，風(fēng)壓系數(shù)出現(xiàn)了負(fù)的極值，風(fēng)壓系數(shù)低至-2，后慢慢提升至穩(wěn)定值。該極值是由強(qiáng)加速度引起的壓強(qiáng)梯度所導(dǎo)致。對重復(fù)的30次突增風(fēng)的風(fēng)壓極值出現(xiàn)時均進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)表面大部分點(diǎn)的極值均出現(xiàn)于同一時間，對應(yīng)風(fēng)速約為0.5，最長的時間差僅為0.04 s。需要注意的是，極值風(fēng)壓系數(shù)的正負(fù)與突變風(fēng)洞的類型有關(guān)，吹式風(fēng)洞產(chǎn)生的極值風(fēng)壓系數(shù)為正，而吸式風(fēng)洞產(chǎn)生極值風(fēng)壓系數(shù)為負(fù)，但二者產(chǎn)生的壓力梯度特征是一致的。因此在相關(guān)研究中，很難獲得風(fēng)壓系數(shù)的絕對值，更重要的是確定合理的參考風(fēng)壓，并獲得準(zhǔn)確的風(fēng)荷載。

圖13展示了斷面極值風(fēng)壓系數(shù)peak的分布特征。對于本文的吸式風(fēng)洞，極值風(fēng)壓系數(shù)對應(yīng)各點(diǎn)加速過程中風(fēng)壓系數(shù)的極小值。由圖13可以發(fā)現(xiàn)，目標(biāo)風(fēng)速較低（3.8 m/s）時，極值風(fēng)壓系數(shù)均更低，且曲線更為陡峭。這是因?yàn)闃O值風(fēng)壓為加速度特征與參考風(fēng)速（即目標(biāo)風(fēng)速）平方的比值，當(dāng)加速度一定而參考風(fēng)速提高時，風(fēng)壓系數(shù)的絕對值會下降。同時也注意到，風(fēng)壓系數(shù)曲線均呈下降趨勢，即下游風(fēng)壓較上游風(fēng)壓低，這是由加速流導(dǎo)致的負(fù)壓梯度造成的，該梯度將導(dǎo)致斷面在加速度方向的慣性力，曲線越陡峭，則沿加速度方向的壓力梯度相對值越大，由慣性力導(dǎo)致的超沖也就越大。

圖13　突增風(fēng)下表面極值風(fēng)壓系數(shù)分布

另外注意到，圖13的風(fēng)壓極值系數(shù)在壓力梯度之外也體現(xiàn)了一定的繞流特性（參考圖11），即在上表面迎風(fēng)面有正壓極值，且下表面兩個拐角處有負(fù)壓極值。這說明極值壓強(qiáng)是由平穩(wěn)態(tài)風(fēng)壓分布與梯度壓強(qiáng)的組合，在參考風(fēng)速低、加速度高時，梯度壓強(qiáng)所占據(jù)的比重提高，繞流特性不再明顯。

4 結(jié) 論

本文結(jié)合非平穩(wěn)極端風(fēng)下結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的研究需求，在加拿大西安大略大學(xué)直流吸風(fēng)式風(fēng)洞的試驗(yàn)段下游安裝擋板機(jī)構(gòu)，通過電機(jī)控制實(shí)現(xiàn)正面開口和側(cè)面開口的開閉，以生成具有高加速、高相干性的非平穩(wěn)風(fēng)場。得出以下結(jié)論：

（1） 該風(fēng)洞可生成最短加速時間為0.3 s，目標(biāo)風(fēng)速為2.5～7 m/s的突增風(fēng)；該風(fēng)洞可生成頻率為0.5～6.1 Hz的正弦脈動風(fēng)，風(fēng)速比隨擋板轉(zhuǎn)動頻率提高而下降，變化范圍為5%～30%。

（2） 由Morison等提出的描述非平穩(wěn)風(fēng)下阻力公式的公式可以推導(dǎo)出表征慣性力與阻力比值的無量綱參數(shù)。對于本文的兩類風(fēng)場，無量綱參數(shù)分別為無量綱加速度時間及無量綱頻率。以試驗(yàn)采樣的閉口箱梁模型斷面為例，該風(fēng)洞產(chǎn)生的突增風(fēng)場的無量綱加速時間為7～1000，對應(yīng)無量綱加速度為0.001～0.143；無量綱頻率范圍為0.008～0.3。經(jīng)調(diào)研，該風(fēng)洞產(chǎn)生的非平穩(wěn)風(fēng)場范圍可有效覆蓋感興趣的參數(shù)范圍，為結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載研究提供有效的風(fēng)場輸入。

（3） 在突增風(fēng)來流下，閉口箱梁斷面表面風(fēng)壓主要受突增風(fēng)下的時變靜壓控制，在本文的吸風(fēng)式風(fēng)洞中，體現(xiàn)為風(fēng)壓系數(shù)在極短時間內(nèi)降至 -2的負(fù)壓。

（4） 通過比較橋梁斷面在均勻來流與突增風(fēng)下的表面風(fēng)壓分布特性，發(fā)現(xiàn)突增風(fēng)下結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓為均勻來流下的風(fēng)壓分布特征與突增風(fēng)下梯度壓強(qiáng)的疊加。同時由于風(fēng)場中的時變靜壓，結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓向負(fù)壓區(qū)產(chǎn)生偏移。

在后續(xù)的研究中，將進(jìn)一步開展各類非平穩(wěn)風(fēng)場下結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓、風(fēng)荷載及繞流特性的研究，并對該類風(fēng)場中的時變靜壓的空間分布進(jìn)行研究。

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Simulation of Nonstationary Wind Fields and Nonstationary Wind Pressure Characteristics of a Closed-Box Girder Section

ZHAOShiyu1CHEN Xu2，*GEYaojun1

（1.State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering，Tongji University， Shanghai 200092， China；2.School of Civil Engineering，Shanghai Normal University， Shanghai 201418， China）

Nonstationary extreme winds are caused by strong convection， thus have high acceleration and high correlation compared to synoptic winds.Wedges，roughness cubes， and grids are used in traditional boundary layer wind tunnels to generate turbulent wind fields.With these arrangements， it is hard to simulate the large-scale gust of the extreme winds. In this paper，the straight wind tunnel at Western University in Canada is modified to generate such large-scale gust winds.The flow rapidly changes direction due to the opening and shutting blades， thus high acceleration/deceleration winds and sinusoidal winds are generated through the test chamber. Tests show that the modified wind tunnel can simulate high-correlated sudden-increase/decrease properties of extreme winds，and can also generate sinusoidal oscillation winds that concentrate energy in the frequency domain. The time histories of the surface pressures on a closed-box girder under sudden-increase winds have extreme values caused by the time-varying static pressure of the wind fields. The distribution of the extreme wind pressure under sudden-increase wind is the mixture of the mean pressure distribution under uniform flow and the gradient pressure under sudden-increase winds.

sudden-increase winds， sinusoidal winds， closed-box girder， nonstationary effect

2022-03-24

國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（51978527）

趙詩宇（1993-），男，博士研究生，研究方向?yàn)闃蛄汗こ?。E-mail： zhaoshiyu@#edu.cn

聯(lián)系作者：陳 旭（1988-），男，講師，工學(xué)博士，研究方向?yàn)闃蛄号c結(jié)構(gòu)風(fēng)工程。E-mail： chenxu@shnu.edu.cn