尹亞鵬，王漢封, ，李歡, ，何旭輝, ，黃致睿

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2.中南大學 高速鐵路建造技術國家工程研究中心，湖南 長沙 410075)

矩形柱體的分離再附流動和氣動特性不僅是結構風工程領域的基礎研究問題，也是大跨橋梁、高層建筑等工程實際中的熱點問題[1]。5︰1矩形柱體由于同時具有分離和再附2種流動特征，是高速鐵路扁平箱梁等工程結構的基本組成部分，因此被學者們廣泛研究[2]，且取得了許多較為成熟的研究成果[3]。WU等[4]研究表明，隨著攻角α的增加，底部表面分離剪切層會完全再附著，當α≥4°時頂部表面為完全分離流動。但目前鮮有學者研究附屬結構對5︰1矩形柱體氣動力的影響，特別是開縫式柔性膜結構。剛性風屏障是高速鐵路橋梁常見的附屬結構設施[5]，關于風屏障參數對列車橋梁氣動力的影響，已有較多的學者進行了研究，如關于風屏障的透風率[6?7]、高度[8]和百葉窗型[9]，也研究了不同形式的橋梁結構，如高速鐵路扁平箱梁[10]、大跨度桁架橋[11]、公鐵兩用雙層橋梁[12]等。但剛性風屏障由于具有較大的迎風面積且會干擾流場，增加橋梁結構的阻力和力矩[13]，在某些情況下會削弱橋梁抗風性能。而在自然界中，生物體結構往往是柔性和靈活的[14]，這不同于大多是剛性的工程結構。目前在強化傳熱、能量收集、化工物混合等工程領域，柔性結構已得到了成功應用[15]。但是在橋梁工程領域，鮮有學者研究柔性膜結構對高速鐵路扁平箱梁氣動力的影響。為擴大5︰1矩形柱體的研究成果，基于仿生學原理，設計一種開縫式柔性膜結構，研究開縫式柔性膜結構對分離再附流動的影響，也為進一步研究開縫式柔性膜結構對高速鐵路扁平箱梁氣動力的影響提供重要依據，本文采用測壓試驗，通過改變攻角α等參數，系統地研究開縫式柔性膜結構對5:1矩形柱體氣動力的影響。

1 試驗測試

1.1 試驗裝置

測壓試驗在中南大學風洞實驗室高速試驗段[16]進行，試驗段尺寸為3 m(寬)×3 m(高)，湍流度≤0.5%，風速可調節(jié)范圍為4～92 m/s，測壓試驗模型為一矩形柱體，其尺寸為0.5 m(寬)×0.1 m(高)×1.8 m(長)(B/D=5︰1)，模型位于流場中心線位置，固定在剛性抱桿上。試驗裝置如圖1所示。測壓試驗通過電機調整圖1(b)處轉盤來改變攻角，精度為0.01°。采用PSI公司的DTCnet ESP-64HD壓力掃描閥系統進行測壓試驗，采樣頻率約為333.5 Hz，采樣點數為20 000。試驗風速為10 m/s，對應Re為6.99×104。試驗α在0°～+20°范圍內變化，對應的阻塞度變化范圍為2%～5.3%，本文所有測壓數據均未進行阻塞度修正。矩形柱體模型外衣采用ABS板，內部使用鋁合金芯梁作為支撐。模型兩端安裝端板，以保證繞流為二維流動，尺寸如圖1(c)。

圖1 試驗裝置Fig.1 Test device diagram

圖2給出了每圈測壓孔的周向布置和展向(即長度方向)布置，沿展向布置4圈測壓孔R1～R4，其中R3為展向方向的中間截面，每圈周向布置70個測壓孔，測壓孔序號按順時針依次標記為1號～70號。測壓孔外徑2 mm，通過測壓管與掃描閥連接，測壓管內徑0.8 mm，管長350 mm。由于矩形大尺度旋渦脫落頻率約為10 Hz，頻率較低，測壓管長度對壓力幅值影響較小[17]；且所有測壓管長度均是350 mm，可以認為測壓管長度對壓力的相位關系沒有影響，因此沒有對壓力數據進行修正。柔性膜結構放置在矩形柱體模型頂部表面，在前緣和后緣處各放置1列，高度為0.2D(D為模型高度，D=0.1 m)，長度等于矩形模型的長度，材質為聚乙烯塑料薄膜，厚度為0.06 mm，密度為0.92 g/cm3。

圖2 測壓孔布置圖Fig.2 Arrangement of pressure taps

圖3給出了開縫式柔性膜結構的示意圖和實物細節(jié)，每細縫間隔0.2D，每圈測壓孔與細縫的相對位置如圖3(a)所示，R1和R2位于單獨一片柔性膜結構的正中間，R3和R4位于兩片柔性膜結構的縫隙處，圖3(b)為R4處的實物細節(jié)情況。

(a) 示意圖；(b) 實物細節(jié)

1.2 數據處理

掃描閥采集的數據為風壓時程，根據公式CP=2(Pi-P∞)/ρU2∞可以計算每個測點i的風壓系數CPi，CP的平均值為平均風壓系數CˉP，CP的標準偏差值為脈動風壓系數C′P。其中，Pi(t)表示掃描閥采集的第i個測點的時程數據，測點i的最大值為N=70，P∞和0.5ρU2∞分別表示試驗段的大氣壓和來流動風壓，由放置在模型上游的皮托管測得。根據風壓系數CPi，便可按照文獻[17]中的公式，通過壓力積分計算出模型的阻力系數CD,升力系數CL和扭矩系數CM。

2 結果分析

2.1 測試結果驗證

圖4給出了無柔性膜結構情況下，α=0°，R1～R4截面風壓系數情況，可以看出沿流向各展向截面風壓系數CP值幾乎一致，證明了試驗模型的水平對稱性和流動二維性比較好。

圖4 無柔性膜結構情況下，α=0°，R1～R4截面風壓系數情況Fig.4 Wind pressure coefficient of R1～R4 section， without flexible film, at α=0°

圖5給出了無柔性膜結構情況下，在α=0°時R3截面CP數值與文獻[3]的試驗結果的對比，可以看出本文結果與MANNINI等[3]的試驗結果吻合較好，且本文的脈動風壓測量精度較高，能夠較好地捕捉到風壓脈動情況。

圖5 在0°攻角下風壓系數平均值和脈動值Fig.5 Average value and fluctuating value of wind pressure coefficient at 0° angle of attack

2.2 柔性膜結構對風壓系數CP的影響

圖6給出了無柔性膜結構情況下，R3截面風壓系數隨攻角α變化情況，可以看出隨著攻角的增加，底部表面CˉP和C′P的最大值均是逐漸向上游移動，這對應于底部表面分離泡長度的縮短，C′P最大值在向上游移動時逐漸減小，這對應于底部表面分離泡高度的矮化；頂部表面CˉP和C′P的最大值均是逐漸向下游移動，這對應于頂部表面分離泡長度的伸長，C′P最大值在0°<α<6°隨著攻角增加而增大，在6°<α<20°隨著攻角增加而減小，對應于頂部表面流動從分離再附流動變?yōu)橥耆蛛x流動，頂部表面尾角處受到了頂部分離泡和尾流中反向流的雙重作用，在6°攻角出現了脈動壓力突然增大的現象。這與文獻[4]中觀察到的現象是一致的。

圖6 無柔性膜結構情況下，R3截面風壓系數隨α變化情況Fig.6 Wind pressure coefficient of R3 section varies with α, without flexible film

圖7給出了有柔性膜結構情況下，R2截面風壓系數隨α變化情況，可以看出隨著攻角的增加，底部表面和C′P的演化規(guī)律與圖6(a)和6(c)相似；頂部表面與圖6有所區(qū)別，最大值向上游移動，整體壓力回升向上游移動，最大值出現在上游柔性膜結構處和下游尾緣處，上游處C′P最大值是由于柔性膜結構拍動造成的，下游處C′P最大值要小于無柔性膜結構時的值，這是由于柔性膜結構拍動抑制了原有的旋渦脫落，并引起新的旋渦，加劇了外部氣流同柱體表面氣流的動量交換。

圖7 有柔性膜結構情況下，R2截面風壓系數隨α變化情況Fig.7 Wind pressure coefficient of R2 section varies with α， with flexible film

圖8給出了有柔性膜結構情況下，R3截面風壓系數隨α變化情況，可以看出隨著攻角的增加，底部表面和C′P的演化規(guī)律與圖6(a)和6(c)相似；頂部表面與圖6有所區(qū)別，最大值向上游移動，C′P最大值僅出現在下游尾緣處，下游處C′P最大值要小于無柔性膜結構時的值。R3截面頂部表面上游處的C′P情況，同圖6(c)相似，由此可見單獨一片柔性膜結構的影響區(qū)域有限，沿流向脈動風壓迅速衰減，對兩片之間的縫隙處影響較弱。

圖8 有柔性膜結構情況下，R3截面風壓系數隨α變化情況Fig.8 Wind pressure coefficient of R3 section varies with α, with flexible film

2.3 柔性膜結構對氣動力特性的影響

圖9給出了氣動力系數隨攻角α的變化情況，0D表示無柔性膜結構，0.2D表示有開縫式柔性膜結構，可以看出，R2和R3截面雖然在開縫式柔性膜結構的不同位置，它們在風壓系數CP上有一些差別，但通過壓力積分求出的氣動力并無十分明顯的區(qū)別。但開縫式柔性膜結構對矩形柱體的氣動力特性有較強的影響，影響幅度與攻角相關；以脈動扭矩系數降幅最大的α=4°為例，在α=4°時，平均阻力系數最大下降11.8%，平均升力系數最大下降34.5%，平均扭矩系數最大下降60.7%；脈動阻力系數C′D最大下降66.4%，脈動升力系數C′L最大下降68.2%，脈動扭矩系數C′M最大下降55.0%。

圖9 氣動力系數隨α的變化情況Fig.9 Variation of aerodynamic coefficient with the angle of attack

2.4 柔性膜結構對展向相關性的影響

展向相關性是衡量大尺度旋渦強弱的重要依據[18]，通過對R1～R4截面升力系數展向相關性的分析，可以估計大尺度渦結構的強度和尺寸。圖10給出了柔性膜結構對升力系數展向相關性的影響。對R1～R4截面升力系數時程進行相關性分析，可以看出，圖10(a)無柔性膜結構時，矩形柱體各截面有較強的展向相關性，特別地，在0°≤α≤10°，柱體表面具有大尺度展向旋渦脫落，在12°≤α≤20°，隨攻角和展向間距的增大，柱體表面展向渦有所減弱。圖10(b)有開縫式柔性膜結構時，在0°≤α≤6°，展向相關性得到了較為明顯地削弱，原有的大尺度展向旋渦結構被一定程度地破壞，這是三分力系數降低的重要原因。

圖10 展向相關性隨α的變化情況Fig.10 Variation of spanwise correlation with the angle of attack

3 結論

1) 開縫式柔性膜結構不同位置處的風壓系數有區(qū)別，主要體現在頂部表面平均風壓系數的壓力回升和脈動風壓系數的峰值，其本質原因是柔性膜結構拍動引起的旋渦，加劇了外部氣流同柱體表面氣流的動量交換。

2) 單獨一片柔性膜結構的影響區(qū)域有限，沿流向脈動風壓迅速衰減，對兩片之間的縫隙處影響較弱。

3) 開縫式柔性膜結構對矩形柱體的氣動力特性有較強的影響，影響幅度與攻角相關。

4) 開縫式柔性膜結構破壞了原有的大尺度展向旋渦脫落，削弱了展向相關性，降低了三分力系數。