全風向角下雙方柱脈動氣動性能試驗研究

杜曉慶，成文濤，董浩天，馬文勇

（1.上海大學 土木工程系，上海 200444；2.上海大學 風工程和氣動控制研究中心，上海 200444；3.上海大學 力學與工程科學學院，上海 200444；4.石家莊鐵道大學 風工程研究中心，河北 石家莊 050043）

超高層建筑在大城市中常以群體建筑的形式存在，其周圍流場存在復雜的氣動干擾.在氣動干擾影響下其風荷載和風致響應特征與單體建筑相比有著顯著的區別[1-5].受上游建筑尾流旋渦的激勵作用，下游建筑易發生風致振動，對其抗風性能造成不利影響[6].常以均勻來流中的雙方柱作為群體超高層建筑的簡化模型.雙方柱繞流受眾多因素影響，流場結構復雜，研究雙方柱，特別是下游方柱的脈動氣動性能有助于理解超高層建筑的氣動干擾機理.

國內外學者對二維單方柱的氣動力與流場結構已有了非常深入的研究[7-9]，其氣動力與流場結構受風向角的影響顯著，而受雷諾數的影響較小.對雙方柱的研究則主要針對串列[10-13]及并列[14-17]兩種布置形式，方柱間距比P/B（其中P 為柱心距，B 為方柱邊長）對串列和并列方柱的表面風壓、氣動力和斯托羅哈數等氣動參數影響顯著.對于串列雙方柱，Sakamoto 等[10]通過風洞試驗觀察到雷諾數Re=2.76×104和5.52×104時，存在臨界間距比P/B=4，方柱氣動力會在臨界間距比附近發生突變.Yen 等[11]和Sohankar[12]根據間距比把串列雙方柱繞流分為單一鈍體、剪切層再附和雙渦脫三種流態.對于并列雙方柱，Alam 等[16]通過流跡顯示和測力試驗測量了Re=4.7×104時不同間距比并列雙方柱的氣動力和斯托羅哈數，按照P/B 的大小將并列雙方柱繞流分為單一鈍體、雙頻率渦脫、過渡轉換和雙渦脫四種流態.陳素琴等[17]通過數值模擬研究了Re=1×104時并列雙方柱偏向流與氣動力關系的機理.需要注意的是，既有研究較少關注間距比對雙方柱，特別是下游方柱的脈動氣動性能的影響.

針對風向角對雙柱干擾效應的影響，Du 等[18]通過風洞試驗研究了Re=8×104雙方柱0°到90°風向角時平均氣動力和風壓分布的變化.Wu 等[19-20]通過數值模擬研究了Re=1.4×105時雙圓柱的脈動氣動力，發現在小風向角下（α=0°～30°）上、下游圓柱的脈動升力和流場特性變化劇烈，雙圓柱會經歷五種干擾流態.目前針對雙方柱，尤其是下游方柱脈動氣動性能在不同風向角下變化的研究仍屬于空白.

本文針對雙方柱中的下游方柱，通過同步測壓風洞試驗，在Re=8.0×104時測得其在風向角α=0°～90°和間距比P/B=1.25～5 時的表面風壓，并進一步研究了不同間距比時下游方柱脈動氣動力、升力功率譜、斯托羅哈數和氣動力展向相關性隨風向角的變化規律，最終為群體超高層建筑的抗風設計提供參考[21].

1 風洞試驗

全風向角下雙方柱測壓風洞試驗如圖1 所示，在石家莊鐵道大學風工程研究中心回流風洞高速段完成.試驗風洞長5 m，高2 m，寬2.2 m，背景湍流度Iu≤0.2%.以方柱邊長B 為特征長度，計算得到雷諾數Re=8.0×104，試驗風速U=10 m/s.電子壓力掃描閥的采樣頻率為330 Hz，采樣時間約為36 s.

圖1 雙方柱風洞試驗Fig.1 Wind tunnel test of two square cylinders

全風向角下雙方柱的試驗布置如圖2 所示，其中α 為風向角，P 為柱心間距，方柱邊長B=120 mm，CDf和CLf分別為脈動阻力系數和脈動升力系數.下游方柱的展向和環向風壓測點布置分別如圖3 和圖4 所示.模型的展向長度為1 620 mm，長細比為13.5.沿展向布置了四圈測點（1，2，3，4），分別距下游方柱端部450 mm、670 mm、930 mm 和1 170 mm；每圈沿環向設有44 個測點，共計176 個測點.為減小端部效應影響，在方柱模型的兩端設置了直徑為1 m的端板.考慮了模型、端板、支架等影響后的面積阻塞率為5.3%.試驗風向角α 為0°、2.5°、5°、7.5°、10°、12.5°、15°、17.5°、20°、25°、30°、35°、40°、45°、50°、55°、60°、65°、70°、75°、80°、85°、90°.試驗的間距比P/B 分別為1.25、1.5、1.75、2、2.5、3、3.5、4、4.5、5.此外，還進行了相同條件下單方柱的風洞試驗.

圖2 雙方柱的平面示意圖Fig.2 Sketch of twin square cylinders

圖3 下游方柱展向測點布置（單位：mm）Fig.3 Spanwise arrangement of pressure taps（unit：mm）

圖4 下游方柱環向測點布置（單位：mm）Fig.4 Circumferential arrangement of pressure taps（unit：mm）

2 結果與分析

2.1 脈動氣動力

圖5 以云圖的形式描繪了下游方柱脈動阻力和升力隨間距比和風向角的變化，并以單方柱在不同風向角下的結果作為對照.對于脈動阻力系數，當P/B ＜3 時，下游方柱CDf很小，且在20°≤α≤90°時遠小于單方柱；而3≤P/B≤5 且0°≤α≤30°時，下游方柱CDf遠大于單方柱.對于脈動升力系數，P/B ＜3 時，下游方柱CLf較單方柱小；當3≤P/B≤5，0°≤α≤10°或80°≤α≤90°時，下游方柱CLf與單方柱大致相似.總的來看，下游方柱的脈動氣動力系數在間距比P/B=3 前后有明顯的不同.為更好地認識不同間距比時下游方柱脈動氣動性能隨α 的變化規律，下文選取P/B=1.25、3、5 三個典型間距比展開進一步分析.

圖5 下游方柱在不同間距比和風向角情況下的脈動氣動力云圖與單方柱不同風向角結果對比Fig.5 Contours of the fluctuating aerodynamic coefficients on the downstream cylinder at various incidences and spacings

圖6 反映了三個典型間距比的下游方柱脈動氣動力隨α 的變化.相對于單方柱，下游方柱的脈動氣動力-風向角曲線的對稱性較弱，且多數工況的CDf和CLf數值較小，體現了上游方柱對下游方柱的影響.

圖6 典型間距比下游方柱和單方柱脈動氣動力隨風向角的變化Fig.6 Fluctuating aerodynamic coefficients on the downstream cylinder at typical spacing ratios

對于間距比P/B=1.25 的下游方柱，α≤35°時，CDf的變化接近單方柱結果；α≥40°時CDf數值很小且基本上不隨風向角變化.CLf具有相似的變化規律，也在α=40°附近出現顯著變化，可以推測下游方柱在臨界風向角α=40°前后處于兩種差異顯著的流場之中.P/B=3 工況下游方柱脈動氣動力同P/B=1.25工況有一定區別，40°≤α≤75°時CDf和CLf有所增大但整體上小于單方柱結果；α ＞75°時下游方柱的脈動氣動力與單方柱基本一致，說明上游方柱對下游方柱的影響有所削弱.當間距比P/B=5 時，下游方柱的脈動氣動力顯著強于前面兩種工況，甚至在部分工況強于單方柱；對于脈動阻力系數，α≤35°時遠大于單方柱結果并在α=10°左右達到峰值，40°≤α≤75°時略小于單方柱結果，α ＞75°時則與單方柱結果趨于一致；對于脈動升力系數，CLf在α ＜25°或α ＞75°時同單方柱基本吻合，但在25°≤α≤75°時下游方柱結果小于單方柱，說明上游方柱對下游方柱的影響仍較強.

2.2 功率譜和Strouhal 數

圖7 為單方柱和下游方柱的升力功率譜.根據下游方柱脈動氣動力隨風向角的變化規律，選取了5個典型風向角α=0°、25°、50°、70°和90°進行分析.對于單方柱，可以發現各個風向角下的升力功率譜曲線較為一致，峰值所對應的Strouhal 數幾乎不隨風向角的變化而變化.對于下游方柱，當間距比P/B=1.25 時，下游方柱的升力功率譜與單方柱有很大的不同，這是由于雙方柱流場與單方柱流場的差異所導致的.下游方柱在α=0°下的升力功率譜曲線具有兩個峰值，且對應峰值均較小.當風向角α=50°和70°時，下游方柱的升力功率譜曲線沒有明顯的峰值，說明在此風向角下，下游方柱的旋渦脫落受到較強的抑制；當間距比P/B=3 時，與間距比P/B=1.25相比，最明顯的差異在于，當風向角α=50°和70°時，下游方柱的升力功率譜曲線又出現了峰值，說明上游方柱對下游方柱旋渦脫落的抑制作用減弱.同時，注意到升力功率譜曲線的雙峰值現象也更為明顯，這是由于下游方柱處于上游方柱的尾流之中，兩個升力功率譜曲線峰值所對應的Strouhal 數分別對應上游方柱的渦脫頻率和下游方柱的渦脫頻率[18]；而當間距比P/B=5 時，下游方柱在各個風向角下的升力功率譜曲線更加接近單方柱，說明下游方柱在各個風向角下所處的流場與單方柱接近.

圖7 單方柱與下游方柱升力功率譜Fig.7 Power spectrums of lift coefficients on a single square cylinder and the downstream cylinder

圖8 給出了單方柱和三個間距比的下游方柱Strouhal 數隨風向角的變化規律.單方柱的Strouhal數隨風向角的變化幅度很小，渦脫頻率較為固定.當間距比P/B=1.25 時，下游方柱的Strouhal 數整體很小，而當風向角α 接近90°時，Strouhal 數突然增大且接近單方柱；當間距比P/B=3 時，與間距比P/B=1.25 相比.下游方柱在相同風向角下的Strouhal 數較大，略小于單方柱，說明下游方柱在此間距比下的渦脫頻率比較接近單方柱.當間距比P/B=5 時，下游方柱的Strouhal 數隨風向角的變化規律與間距比P/B=3 相似.總的來說，不同間距比時下游方柱的Strouhal 數隨風向角的變化規律有明顯的差異；與單方柱相比，各個間距比下的下游方柱的Strouhal 數均較小，說明上游方柱對下游方柱的旋渦脫落有顯著的抑制作用.

圖8 下游方柱在不同風向角下的Strouhal 數Fig.8 Variation of Strouhal number with incidence angles for the downstream cylinder

2.3 氣動力展向相關性

圖9～圖12 分別給出了單方柱、P/B=1.25 時下游方柱、P/B=3 時下游方柱和P/B=5 時下游方柱阻力和升力的展向相關性系數COR 隨風向角α 和展向長度z/B（z 為不同測圈的展向間距）的變化.從圖9 可知，對于單方柱，升力的展向相關性要強于阻力結果.當z/B 較小時，單方柱升力展向相關性基本上不隨風向角變化.此外單方柱的阻力和升力的展向相關性曲線均大致關于α=45°對稱.從圖10 可知，P/B=1.25 下游方柱的氣動力展向相關性曲線的對稱性和數值均同單方柱差異顯著.α ≤40°時，下游方柱的氣動力展向相關性優于單方柱，且不同z/B 的結果較為接近，同時其對應的脈動氣動力數值也較大.α ≥40°時，下游方柱的氣動力展向相關性則弱于單方柱.值得注意的是在α=65°和85°存在兩個展向相關性的極大值，而相同風向角下的脈動氣動力也存在峰值.從圖11 和圖12 可知P/B=3 和5 情況下下游方柱氣動力展向相關性隨風向角的變化趨勢較為接近，同P/B=1.25 結果差異較大.同風向角下，不同z/B 的氣動力展向相關性相差較大.α=40°時，下游方柱的氣動力展向相關性沒有出現突變.當z/B 較小時，氣動力展向相關性隨風向角變化幅度較小，而隨著z/B 增大，展向相關性隨風向角變化明顯.

圖9 單方柱氣動力的展向相關性Fig.9 Spanwise correlations of aerodynamic force coefficients for a single cylinder

圖10 P/B=1.25 工況時下游方柱氣動力展向相關性Fig.10 Spanwise correlations of aerodynamic force coefficients for the downstream cylinder at P/B=1.25

圖11 P/B=3 工況時下游方柱氣動力展向相關性Fig.11 Spanwise correlations of aerodynamic force coefficients for the downstream cylinder at P/B=3

圖12 P/B=5 工況時下游方柱氣動力展向相關性Fig.12 Spanwise correlations of aerodynamic force coefficients for the downstream cylinder at P/B=5

3 結論

本文以雙方柱中的下游方柱為研究對象，通過風洞試驗研究了不同間距比全風向角下脈動氣動力、升力功率譜和氣動力展向相關性的變化，得到以下主要結論：

1）在小間距比大風向角情況下，下游方柱的脈動氣動力遠小于單方柱，且脈動氣動力幾乎不隨風向角變化，上游方柱對下游方柱旋渦脫落的抑制作用顯著.

2）在大間距比小風向角情況下，下游方柱的脈動阻力系數遠大于單方柱，會對下游方柱的抗風性能產生不利的影響.

3）下游方柱的脈動氣動力、升力功率譜特性和氣動力展向相關性隨風向的變化規律在間距比P/B=3 前后均體現出不同的特征.當間距比P/B ＜3 時，上游方柱對下游方柱脈動氣動性能的影響顯著，特別是在風向角較大的情況下，下游方柱旋渦脫落受到明顯的抑制作用.當間距比P/B ＞3 時，下游方柱逐步擺脫上游方柱對它的氣動影響，脈動氣動力特性逐漸向單方柱轉變.