余世策, 蔣建群, 樓文娟, 孫炳楠

(浙江大學 建筑工程學院, 杭州 310058)

0 引 言

風洞是產(chǎn)生氣流的裝置，在結構風工程、航空航天、汽車工業(yè)等領域均有廣泛的應用，隨著國內(nèi)現(xiàn)代化建設的蓬勃發(fā)展，超高層建筑、大型體育館和大跨度橋梁如雨后春筍般涌現(xiàn)，這些大型工程的抗風問題是工程建設中最關注的問題之一。在這一背景下民用大氣邊界層風洞的建設得到了長足的發(fā)展，近些年國內(nèi)興建了一大批大氣邊界層風洞[1-4]，我國民用建筑大型邊界層風洞的數(shù)量已居世界前列。風洞的氣動與結構設計是風洞建設中的關鍵技術問題，設計優(yōu)劣直接影響邊界層風洞的流場品質(zhì)包括氣流均勻性、軸向靜壓梯度、湍流強度等指標，而這些指標則直接影響建筑結構風工程風洞試驗的測試結果。國內(nèi)學者對于風洞的氣動與結構設計方面做了不少工作，李強等[4]對其主要部件(包括斜流式風機、穩(wěn)定段、收縮段和試驗段等)進行詳細的氣動計算；祝長江等[5]針對Φ5m立式風洞垂直布置的結構特點介紹了其結構設計；廖達雄等[6]介紹了連續(xù)式跨聲速風洞設計的關鍵技術，分析了如何降低風洞氣流脈動，改善流場品質(zhì)；朱幼君等[7]從流體動力學及聲學兩方面綜合考慮，在滿足試驗段流速要求的前提下，提高試驗段流場均勻性，降低試驗段背景噪聲；周勇為等[8]采用在國內(nèi)外比較罕見的帶大角度擴散段的離心下吹式形式設計了國內(nèi)首座低湍流度磁懸浮風洞；侯志勇等[9]對減湍起重要作用的收縮段和穩(wěn)定段布局設計提出了新的通用便捷方法等。以上研究內(nèi)容對風洞的氣動與結構設計有很好的借鑒意義。

本文以浙江大學ZD-1邊界層風洞建設為背景，詳細介紹該風洞氣動與結構設計中的關鍵技術問題，并對風洞流場校測結果進行了詳細分析，得到一些重要的結論，對于類似邊界層風洞建設有一定的參考價值。

1 風洞總體設計

為了提高風洞的使用率，浙江大學ZD-1風洞設計考慮了該風洞應具有建筑、橋梁、交通、工業(yè)空氣動力學、航空航天等方面的試驗和研究功能。首先風洞試驗段要求有較大的截面，以滿足大比例建筑、橋梁模型的風洞試驗；其次風洞試驗段要求有較寬的風速范圍，以滿足地面交通工具和工業(yè)空氣動力學試驗以及雷諾數(shù)效應試驗對高風速的要求；最后試驗段還應具有較高的流場品質(zhì)，以滿足低背景湍流的航空航天類或其它基礎空氣動力學研究的需求。為達到上述目標，課題組經(jīng)過反復論證，在近800m2的占地面積限制下，設計出了能滿足目標功能需求的大型回流邊界層風洞，其主要技術參數(shù)如表1所示，其設計性能指標如表2所示。

表1 風洞主要設計參數(shù)

表2 風洞設計性能指標

2 風洞氣動設計

2.1洞體氣動輪廓

根據(jù)風洞總體設計要求及技術參數(shù)，經(jīng)過方案可行性論證，確定風洞的氣動輪廓圖，如圖1所示。擬建風洞由1個動力段、3個擴散段、1個等截面段、1個收縮段、1個試驗段、4個拐角段組成，為抵消邊界層增厚對流場品質(zhì)的影響，風洞試驗段采用水平微幅擴散的方法，試驗段和3個擴散段的擴散角數(shù)據(jù)如表3所示，可以看出各段當量擴散角均小于7°，可避免發(fā)生氣流分離現(xiàn)象，值得注意的是試驗段也設置了0.22°的當量擴散角，為平衡風洞內(nèi)外的壓力差，在試驗段與第一試驗段交界處設置了寬180mm的壓力平衡縫。

表3 風洞各段擴散角數(shù)據(jù)

圖1 風洞氣動輪廓圖(單位：m)

2.2收縮段收縮曲線計算

收縮段的作用是均勻加速氣流，使其達到試驗段所需要的流速，同時進一步改善氣流的流動品質(zhì)，降低湍流度。本風洞采用維特辛斯基三維收縮曲線計算公式來設計收縮曲線，可獲得良好的試驗段氣流品質(zhì)，計算公式如下：

(1)

圖2 收縮曲線外形圖(單位：m)

2.3拐角及拐角導流片設計

由于本風洞為單回流型式，通過4個90°的拐角形成回流，每個拐角的進出口截面積相等。由于氣流流過4個拐角的損失將占到風洞全部損失的40%以上，所以拐角導流片的設計極為重要。以往較早建成的風洞大多采用翼形結構的導流片，目前大多數(shù)風洞已采用薄板彎曲成型的導流片。本風洞拐角導流片外形按文獻[10]提供的方法進行特殊處理。該導流片設計已應用于日本東北大學的低湍流度風洞，效果很好。取第一拐角的內(nèi)壁圓弧半徑(即導流片圓弧半徑)為800mm，第二拐角、第三與第四拐角為900mm，導流片在各拐角對角線方向等間隔排列，第一、二、三、四拐角的導流片分別為9片、10片、13片與13片。導流片外形如圖3所示，導流片的外形由圓弧BC(半徑R)加兩端直線AB及CD組成，弦長為AD，兩端直線長為L(=0.1AD)且相等，導流片進口端直線AB與來流之夾角α1=4°，出口端直線CD平行于風洞軸線，夾角α2=0°，導流片弦線AD與來流之夾角(即安裝角)α=47°。

2.4風扇葉片和整流罩設計

風扇葉片的設計方法主要有Patterson、Collar和Wallis法。本風洞采用文獻[10]提供的設計方法，即把風扇及其整流系統(tǒng)作為一個整體來考慮，計算過程解析化，借助計算機可方便地給出設計結果，葉片設計參數(shù)如表4所示。整流罩由前罩、中罩(柱段)和尾罩3部分組成，前罩和尾罩的外形曲線按流線型旋成體坐標值確定，中罩根據(jù)風扇輪轂及電機安裝尺寸要求確定其長度?，F(xiàn)風扇段直徑為4.8m，當罩殼比(即風扇處整流罩直徑與風扇直徑之比)為0.5時，整流罩最大直徑為2.4m；當整流罩長細比為3時，其阻力最小，因此整流罩頭尾部分總長 7.2m。因前罩和尾罩長分別為其總長的40%及60%，故前罩長為2.88m，后罩長為4.32m。

圖3 拐角導流片外形圖

表4葉片設計參數(shù)

Table4Bladedesignparameters

相對半徑葉片弦長C/mm扭轉角θ/(°)升力系數(shù)CL總效率ηT0．0391．200．80000．810．1373．7?3．290．77820．810．2356．2?6．10．76130．810．3338．7?8．510．74920．810．4321．1?10．620．74170．810．5303．6?12．460．73870．810．6286．1?14．080．74040．800．7268．6?15．530．74690．800．8251．1?16．830．75860．800．9233．5?17．990．77600．791．0216．0?19．050．80000．79

2.5蜂窩器和阻尼網(wǎng)設計

穩(wěn)定段內(nèi)安裝有蜂窩器和阻尼網(wǎng)，其作用是導直氣流、提高氣流品質(zhì)、降低湍流度。蜂窩器為玻璃鋼結構，由正六角形蜂窩格子(對邊距離30mm)膠接而成，深300mm；阻尼網(wǎng)共兩層安裝在蜂窩器后面，由不銹鋼絲編織而成，其規(guī)格為18目/英寸。根據(jù)文獻[10]對湍流度的理論估算，若阻尼網(wǎng)前氣流湍流度為2%～3%，則試驗段內(nèi)的湍流度將降為0.38%～0.57%。

2.6風洞能量比、電機功率及風扇增壓量計算

3 風洞結構設計

根據(jù)風洞的氣動外形及占地面積的限制，本風洞采用了鋼結構與混凝土結構相結合的立式混合結構型式，其中穩(wěn)定段、收縮段、試驗段、第一擴散段和動力段采用鋼結構、第二、第三擴散段、等截面段和4個拐角段均采用混凝土結構，動力段位于地下一層，最低點標高為-7.0m，試驗段位于二層，最高點標高約為10.0m，結構示意圖如圖4所示。

圖4 風洞結構示意圖

4 風洞流場品質(zhì)測試

風洞流場品質(zhì)測試是檢驗風洞氣動與結構設計優(yōu)劣的重要環(huán)節(jié)，自風洞建成后課題組組織專家對風洞流場品質(zhì)進行了全面的校測[11]，流場校測依據(jù)相關規(guī)范進行[12]，主要包括空風洞風速及能量比、動壓穩(wěn)定系數(shù)、試驗段軸向靜壓梯度、試驗段截面動壓場不均勻性、試驗段截面方向場不均勻性和湍流度分布等內(nèi)容的測試。

4.1空風洞風速及能量比測試

由標準風速管感受風洞運行穩(wěn)定后的試驗段氣流動壓，經(jīng)壓力傳感器轉換成電信號由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集，記錄對應不同輸出功率條件下的動壓(風速)，輸出功率由直流調(diào)速柜的直流電壓表和直流電流表讀出，測試結果如表5所示。可以看出，當達到設計要求風速V=55m/s時，消耗功率603kW，僅為電機額定功率的60%，轉速也只達到481r/min， 為額定轉速的90%?？梢?，風洞還可以提供更高的最大風速。從風洞能量比數(shù)據(jù)可以看出，實測最大能量比接近2.0，與估算值相比略為偏小。

表5 風洞風速和能量比測試結果

4.2動壓穩(wěn)定系數(shù)

動壓穩(wěn)定系數(shù)表征了動壓的穩(wěn)定性，由皮托管感受風洞運行穩(wěn)定后的試驗段氣流動壓，經(jīng)電子式壓力掃描閥轉換成電信號由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集，記錄給定風速下達到穩(wěn)態(tài)后1min的時間歷程，獲得1min內(nèi)氣流動壓的最大值qmax和最小值qmin，計算出動壓穩(wěn)定性系數(shù)η：

(2)

表6為不同風速下前后轉盤截面中心處氣流的動壓穩(wěn)定性系數(shù)?？梢钥闯?，兩種風速下，動壓穩(wěn)定性系數(shù)均小于1%，40m/s風速下主試驗區(qū)的動壓穩(wěn)定性系數(shù)均小于0.5%，達到了航空風洞的標準。

表6 風洞動壓穩(wěn)定性測試結果

4.3試驗段軸向靜壓梯度

軸向靜壓梯度是衡量試驗段軸向靜壓變化的重要指標，采用下式計算：

(3)

式中：Xi為第i測點距試驗段入口的距離；Cpi為第i測點的壓力系數(shù)；m為測量點數(shù)。針對試驗段后轉盤和前轉盤兩個試驗區(qū)，以轉盤中心截面為中線，以1m為間距，分別測試了中線前后3m共7個截面的靜壓系數(shù)，代入式(3)得到軸向靜壓梯度，結果如表7所示?？梢钥闯?，后轉盤區(qū)的軸向靜壓梯度略為偏大，但仍低于1.0%的指標，由于在氣動設計中對試驗段設置了一定的擴散角，保證了較低的軸向靜壓梯度，滿足了設計要求。

表7 風洞軸向靜壓梯度測試結果

4.4試驗段截面動壓場不均勻性

用動壓探頭測出試驗段模型區(qū)內(nèi)的動壓分布，按下列公式計算動壓場不均勻性系數(shù)μi：

(4)

圖5 40m/s風速下后轉盤動壓場不均勻性系數(shù)分布

4.5試驗段截面方向場不均勻性

試驗段截面方向場不均勻性采用五孔探針測定，試驗得到截面156個測點的水平氣流偏角Δβ和豎向氣流偏角Δα，圖6為40m/s風速下后轉盤中心截面水平氣流偏角和豎向氣流偏角的等值線曲線圖?？梢钥闯?，水平氣流偏角和豎向氣流偏角均小于1°，除靠近上壁面的局部區(qū)域大于0.5°外，其余部分區(qū)域小于0.5°；同時也可以注意到，水平氣流偏角Δβ水平方向呈現(xiàn)一定的反對稱特征，豎向氣流偏角Δα水平方向一致性較好，這也說明了由于立式結構設計，試驗區(qū)域水平方向流場品質(zhì)要優(yōu)于豎直方向。

圖6 40m/s風速下后轉盤截面氣流偏角分布

4.6試驗段湍流度

湍流度是評價風洞流場品質(zhì)的重要指標，采用下式計算：

(4)

式中：σ為脈動風速均方根，U為脈動風速平均值。流場校測時采用熱線風速儀測試各截面均布的42個測點的風速時程，統(tǒng)計得到各測點的湍流度，將截面各測點湍流度的平均值和最大值列于表8中。可以看出，兩個主要截面在兩個風速下的湍流度最大值均不超過0.5%，均優(yōu)于1.0%的設計要求指標，而平均值則只在0.3%附近，這說明對于蜂窩器和阻尼網(wǎng)的設計是成功的，測試結果與估算值較為接近。

表8 風洞試驗段湍流度測試結果

5 結 論

通過對浙江大學ZD-1邊界層風洞的氣動與結構設計及風洞建成后的流場校測，得出以下結論：

(1) 氣動設計包括擴散角設計、拐角片設計和收縮曲線設計方法是合理的；

(2) 在試驗段中設置擴散角有利于降低軸向靜壓梯度，提高流場品質(zhì)；

(3) 立式結構設計提高了速度場和方向場的水平均勻性，對提升邊界層風洞測試精度效果明顯。

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作者簡介:

余世策(1979-), 男, 浙江樂清人, 博士, 高級工程師。研究方向：結構風工程。通訊地址：浙江大學建筑工程學院(310058)。E-mail:yusc@zju.edu.cn