水庫蓄水對山區橋址風特性的影響

王云飛， 汪 斌， 李永樂

(西南交通大學土木工程學院，四川成都610031)

抗風設計是山區大跨度橋梁重要的設計內容之一，進行大跨度橋梁抗風研究之前最首要的就是準確地獲取橋址區的風特性參數［1］.一般的跨海、跨江大橋以及常規地形下的橋址區風特性具有相對均一性，復雜山區風特性有著復雜的空間分布，而且缺乏歷史氣象資料記錄，也沒有切實的規范可供參考［2-3］.隨著我國西部大開發戰略的深入發展，西部山區交通設施建設得到進一步加強，受線路以及山區地形特征的要求，較多的山區大跨度橋梁得到修建.因此，開展復雜山區地形條件下的橋址區風特性研究對山區大跨度橋梁建設極其重要.

西部山區河流落差大，是我國水電站的有利建設地點.隨著大型水電站的修建，壩址上游水位明顯抬高，上游水體面積增大，這將導致原來低于庫區水位的壩體上游峽谷溝壑地貌被水淹沒，使得庫區的地形地貌在大壩蓄水之后發生巨大變化［4］.水庫蓄水所形成的水面不但會改變庫區峽谷的原始地貌，同時也會導致峽谷內風場特性的改變.在實際工程中，受線路要求，有相當數量的橋梁工程必須要跨越或鄰近水庫庫區.當大跨度橋梁跨越大壩庫區的時候，大壩蓄水后會對原橋址區風特性造成一定的影響.這使得依照原有山區地形條件風特性進行抗風設計的大跨度橋梁在水庫蓄水后承受未知的新風環境，有可能會對橋梁抗風造成未知的影響.現在國內外文獻中并沒有關于山區大壩對庫區橋位風場影響的研究報道.

獲取山區風環境特性的方法一般有3種，現場實測、風洞試驗和 CFD(computationalfluid dynamics)數值模擬技術.其中CFD數值模擬具有諸多優點，如成本低、易重復性、不受試驗條件約束等，因而受到廣大學者的重視［5-9］.Xiao 等［10］采用多種湍流模型，對6.9 km×10.1 km 范圍的地形進行了模擬研究，最后與現場實測的結果進行了驗證.鄧院昌等［11］采用數值模擬的方法研究了地表粗糙度對實際地形風場的影響.Abdi和Bitsuamlak［12］采用數值模擬技術對不同地形條件采用不同的湍流模型進行了研究.周志勇等［13］為研究網格類型和網格尺度劃分對計算結果的影響，進行了27 km×23 km的大范圍區域復雜地形的風環境CFD模擬.李永樂等［14］對邊長為8 km的方形區域進行CFD模擬，研究了西部復雜山區風場的空間分布特性，為山區橋梁抗風提供了一些建議.因此本文研究水壩蓄水后橋位風場的變化具有一定探索性.

本文以西部山區某大跨度懸索橋橋址區為工程背景，在橋位下游1.9 km處將要修建一座水電站，水庫正常蓄水位為 2 010 m(距離橋面50 m)，谷底高程為1 801 m，水位變化高達209 m，如圖1所示.另外該橋址區地表起伏劇烈，兩岸山峰海拔高度分別接近5 400 m和5 600 m，山峰至河谷底的最大海拔相差超過3 800 m，屬于典型的山區深切峽谷地形.本文采用CFD數值模擬方法，分別建立了原始地形和壩前水庫蓄水后的地形數值模型，分析了兩種模型下的風場特性，探討了橋址區風速的分布特點，明確了水庫蓄水對橋址區風場分布的影響規律.

圖1 橋位高程(單位:m)Fig.1 Overall configuration of the bridge in case study(unit:m)

1 實體建模及網格劃分

針對橋址區地形地貌的復雜性，所選定的計算區域應足夠大，以使流場得以充分發展.結合當前計算資源，以橋位為中心選定大小為 20 km×20 km的區域作為分析對象.建立地形幾何模型時，首先在獲取橋位的CAD地形圖后，通過CAD中的lsp文件編程獲取區域地形圖上的高程數據點坐標，接著將得到的地形高程數據經Matlab插值處理形成標準的格點數據.在CFD建模軟件Gambit中基于NURBS(非均勻有理B樣條)的曲面建模方法，將高程格點數據擬合為地形幾何曲面.此方法能保證擬合的曲面經過各個高程點后變得較光滑，且精度較高.在建立水庫蓄水后的地形曲面時，首先將大壩上游所有被淹沒區域數據點的高程修正到蓄水后水面高程處，最后重新使用Gambit來擬合得到大壩蓄水后的地形表面，如圖2所示.

圖2 大壩蓄水后的地形表面Fig.2 Geometric terrain after water storage

計算區域底部以山體、河流為界，最低高程為1 660 m，頂部高程為11 260 m.采用專業流體網格劃分軟件ICEM對建立的地形表面之上的計算區域進行網格劃分，網格的離散采用適應性更強的四面體網格，地表網格分辨率達到60 m.在分析之前，為進行網格無關性分析，以60°來流風向下的原始模型為例進行了3種網格尺度的分析.

(1)290萬網格:地形底面網格分辨率為100 m.邊界層劃分為3層，總高度為42 m，第1層網格高10 m.

(2)380萬網格:地形底面網格分辨率為100 m.邊界層8層，第1層5 m，總高為80 m.

(3)424萬網格:地形底面網格分辨率為60 m.邊界層劃分為4層，總高度為35 m，第1層網格高5 m.

主梁各測點計算結果如圖3所示.可知這幾種網格尺寸計算得到的結果整體趨勢相同，相差較小.考慮424萬網格精度更高，同時考慮計算機資源基本滿足要求，最終選定424萬網格模型.兩個模型采用相同的參數進行網格劃分，無水壩模型網格總數424萬，有水壩模型網格總數422萬，近地層棱柱體網格局部示意如圖4所示.

圖3 原地形不同網格尺度下風速計算結果(60°)Fig.3 Wind velocity under different meshing scales oft he origin terrain(60°)

圖4 邊界層網格局部示意Fig.4 Local sketch of boundary layer mesh

2 求解參數及邊界條件設置

橋位地形風場數值模擬可簡化為不可壓縮流體.采用有限體積法(finite volumn method，FVM)對不可壓縮流動控制方程進行離散，基于商用軟件Fluent進行計算分析，選用全隱式分離求解器和SST k-ω湍流模型.速度與壓力的耦合為IMPLEC算法，湍動耗散率、湍動能、動量、壓力的離散都采用的是二階迎風格式［15］.

文獻［14］中來流風速的設置方法，采用B類地表(氣象站標準場地)對應的風速廓面作為入口來流風速分布.梯度風速vT=50 m/s.考慮到橋位屬于高海拔深切峽谷地帶，梯度風高程可取3 600 m，而低于高程3 600 m的部分按指數規律進行設置(B類地表指數律).所選區域地形最低點高程為1 660 m，則易知該區域梯度風高度為1 940 m.來流風速vH可用式(1)表示，橋面高度入口處風速為 38.91 m/s.

式中:H為高程.

截至2017年底，我國地源熱泵裝機容量達2萬兆瓦，位居世界第一，年利用淺層地熱能折合1900萬噸標準煤，實現供暖（制冷）建筑面積超過5億平方米，主要分布在北京、天津、河北、遼寧、山東、湖北、江蘇、上海等省市的城區。我國地熱能直接利用以供暖為主，其次為康養、種養殖等。近10年來，我國水熱型地熱能直接利用以年均10％的速度增長。

3 計算結果及分析

3.1 工況設置

在模擬之前，首先沿橋面高度主梁軸向方向布置10個風速監測點.監測點的位置分布從右至左分別為1/4邊跨、1/2邊跨、3/4邊跨、索塔、1/8主跨、1/4主跨、3/8主跨、1/2主跨、5/8主跨、3/4主跨，如圖5所示.為考察橋位風速沿高度的變化特性，分別在橋塔位置處和主跨跨中位置沿高度方向布置若干監測點.沿高度方向風速梯度總體上變小，由此監測點間距布置由下到上逐漸增大(圖5).為全面考察不同來流風向下橋位風場的分布規律，按順時針從正北方向每隔10°作為一個來流工況，總計36個計算工況，如圖6所示.

圖5 風速監測點分布Fig.5 Distribution of wind velocity observation points

圖6 來流風向示意Fig.6 Sketch of wind directions involved

分別用u、v、w表示橫橋向風速、順橋向風速、豎向風速分量，計算結果中的風向角α和風攻角β定義分別如式(2)、(3).其中:正攻角表示氣流的上升，負攻角表示氣流的下降;風向角是按照來流從河谷北岸吹向河谷南岸為正，相反就為負.

3.2 蓄水對主梁跨向風特性的影響

為分析各來流工況下水庫蓄水對主梁跨向風特性的影響，以跨向各測點的橫橋向風速增量平均值來度量蓄水前后各工況下風速值的變化，以風速相關系數(蓄水前后跨向各測點橫橋向風速的標準協方差)來分析蓄水前后各工況下風速分布規律的變化，結果如圖7所示.

圖7 蓄水對主梁跨向風特性的影響Fig.7 Influence of water storage on wind characteristic along bridge deck

由圖7可知:

(1)各測點風速增量均值在大多數來流工況下變化較大，這表明沿主梁跨向的各測點風速分布在多數工況下對蓄水的影響比較敏感，大壩蓄水后主梁風速分布與無蓄水時有不同程度的較大變化.這是由于蓄水導致上游大面積區域地形形狀發生巨大改變，而且橋梁主梁比較靠近蓄水位(距離蓄水位50 m)，因此沿跨向各測點的風速對地形變化更為敏感，典型來流工況下(90°)的主梁風速分布如圖8所示.

圖8 主梁風速分布(90°)Fig.8 Wind velocity distribution along bridge deck(90°)

(2)跟其他工況相比，當來流方向位于200°～260°時，蓄水前后各測點風速相關系數接近于1，表明蓄水前后各測點風速幾乎線性相關，即各測點分布規律非常相似.同時可以發現，這幾個工況下各測點風速增量平均值也較其他工況變化小得多，即蓄水前后風速值變化較小.分析認為在200°～260°來流工況下，來流風向位于橋位河道走向與上游主流河道走向附近，使得風沿上游較寬闊的河道流動，氣流所受阻擋較小.并且來流風是從壩址上游吹向下游，避開了反向來流時大壩位置處地形突變的阻擋.所以與其他來流工況相比，水壩蓄水對主梁風速分布規律影響相對較小，典型來流工況下(200°～260°)沿主梁跨向從河谷北岸到南岸各測點橫橋向風速呈現遞減的規律，220°來流下的分布如圖9所示.

圖9 主梁風速分布(220°)Fig.9 Wind velocity distribution along bridge deck(220°)

3.3 蓄水對主梁橫橋向平均風速的影響

取定圖5風速區中跨中位置附近的5個監測點作為代表，將這5個點的橫橋向風速平均值作為主梁不同工況下的橫橋向平均風速，以反映對主梁影響比較大位置的橫橋向風速.有無蓄水情況下主梁橫橋向平均風速的絕對值在不同工況的分布如圖10所示.由圖10可知:有無蓄水情況下主梁橫橋向平均風速在不同工況下變化復雜，但二者在各來流工況下的整體分布規律基本一致;與無蓄水結果相比，除個別工況外，大壩蓄水后主梁橫橋向平均風速在各來流工況下均有不同程度的降低.原因可能來自于兩方面:一方面水庫淹沒的那部分峽谷對空氣的壓縮效應消失，另一方面水面抬高了零風速平面.有無蓄水情況下主梁橫橋向平均風速均在來流風向角為200°～260°范圍內達到最大.表1給出了這幾個工況下的風速放大系數(放大系數取為主梁橫橋向平均風速與橋面高度處入口風速的比值).由表1可知:無蓄水時，在220°和230°來流工況下的最大風速放大系數分別達到1.14和1.13，有明顯的峽谷風效應;當大壩蓄水后，在220°和250°來流工況下，最大風速放大系數為 1.05和1.06，峽谷風效應明顯減小.

表1 工況風速放大系數(200°～260°)Tab.1 Wind velocity amplification coefficient(200°～260°)

3.4 蓄水對主梁平均風向角及風攻角的影響

選擇與3.3節相同的5個監測點，將其風向角或風攻角結果取平均值，以此來確定在各工況下主梁平均風向角及風攻角的分布特點.圖11、12分別為有無蓄水下的主梁平均風向角、主梁平均風攻角隨來流的變化情況.

圖11 各工況下主梁平均風向角Fig.11 Averaged wind direction

圖12 各工況下主梁平均風攻角Fig.12 Averaged wind attack angle

圖13、14分別為有無蓄水情況下主梁橫橋向平均風速絕對值和風攻角的聯合分布圖.由圖13、14可知:主梁在有無蓄水兩種情況下均出現較大的負攻角效應;無蓄水時出現較明顯的大正攻角，蓄水時主梁正攻角效應明顯減弱，可能是由于水壩蓄水后在橋位下方形成的水平面覆蓋了峽谷內原始復雜地貌，使得低空風流動過程中受到的干擾減弱，豎向風速分量減小所致.圖13、14中實線為各工況的包絡線，可以確定橫橋向風速與風攻角的對應情況.同時可以發現，對處于包絡線外的其他大風攻角，由于其對應的橫橋向平均風速較小，并不能對結構的抗風性能起控制作用.風速與風攻角包絡值如表2所示，由表2可知，蓄水時主梁各攻角對應的橫向平均風速均有較明顯的降低.

圖13 蓄水時平均風速隨攻角的變化Fig.13 Variation of averaged wind velocity with wind attack angle without water storage

圖14 無蓄水時平均風速隨攻角的變化Fig.14 Variation of averaged wind velocity with wind attack anglewith water storage

表2 風速與風攻角包絡值Tab.2 Envelop value of wind velocity and attack angles

3.5 風特性沿高度的分布

以250°來流工況下主跨跨中和索塔處風速結果為例來說明風特性沿高度的分布規律.圖15、16分別為250°來流工況下主跨跨中和索塔處風速豎向剖面圖.當高程很高時(如5 500 m左右)，風速隨高度增加不再變化，地表情況不再產生影響，氣流也得以充分發展，表明設置的計算域的高度是合理的，邊界頂部沒有對計算域流場造成干擾.由于橋位處地貌的復雜多變性，風速剖面的變化規律遠不同于常規地形條件下的指數律或對數律.由于橋址區巨大的地形海拔落差，同時由于大壩蓄水造成的對區域地形的巨大變化，各工況下風速的豎向分布規律在較大的高程范圍內均產生了變化.由圖15、16可知，在 200°～260°典型工況范圍內有無蓄水條形的風速剖面整體規律相似，但在較低海拔(約3 000～3 500 m)范圍內時風速剖面差別較大，隨著海拔高度的繼續增加，風速分布逐漸趨于相同.

圖15 主跨跨中豎向風剖面Fig.15 V ertical wind profile in the mid-span

圖16 索塔處豎向風剖面Fig.16 Vertical wind profile at bridge tower

4 結 論

通過對比山區有無水庫蓄水兩種情況下橋址區風特性，可得出如下結論:

(1)當來流方向位于200°～260°范圍內時，兩個模型主梁跨向各測點風速分布規律相近，遠比其他工況下的差異要小.由于橋梁北岸山脊作用，這幾個工況下主梁跨向各測點的橫橋向風速從河谷北岸向南岸均呈現出遞減規律.

(2)兩個模型的主梁橫橋向平均風速在各工況下的整體變化規律基本一致.與無水壩結果相比，除個別工況外，大壩蓄水后主梁橫橋向平均風速在各來流工況下均有不同程度的降低.

(3)兩個模型的主梁橫橋向平均風速均在來流工況為200°～260°內時達到最大.無水壩時風速放大系數最大值為1.14，有明顯的峽谷風效應;大壩蓄水后，最大風速放大系數為1.06，峽谷風效應明顯減小.

(4)除個別工況外，兩個模型主梁平均風向角及風攻角隨來流風向的變化規律比較相近.兩種情況下主梁均有較大負攻角效應，無水壩時還有較明顯的大正攻角效應，而有水壩時主梁正攻角效應明顯減弱.

(5)兩種模型風速剖面整體規律相似，但在低海拔(約3 000～3 500 m)范圍內，風速分布有較大差別，隨著海拔高度的繼續增加，二者逐漸趨于相同.

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