高原深切峽谷橋址風場特性風洞試驗研究

鄒云峰，岳鵬，周帥，何旭輝，汪震

(1. 中南大學土木工程學院，湖南 長沙，410075；2. 軌道交通工程結構防災減災湖南省重點實驗室，湖南 長沙，410075；3. 中國建筑第五工程局有限公司，湖南 長沙，410004)

風荷載是影響大跨橋梁結構設計的重要因素，準確了解橋址風場特性是計算橋梁風荷載的基本前提。山區橋梁因橋面至水面或谷底高差大、橋址地形復雜，風場特性參數取值難以參考適用于沿海、平原及丘陵地區的現行規范，往往需要開展專門研究。國內外學者采用不同的研究方法如理論分析、現場實測、風洞試驗與數值模擬等對風場進行研究。理論分析[1-2]是從氣流流動本質入手分析其特性，但推導難度很大，因此，目前主要應用現場實測[3-4]、數值模擬[5-6]和風洞試驗這3種研究方法對復雜山區橋址風特性進行研究。BOWEN[7]通過理論分析，分別從科氏效應、中性層假設、模型表面粗糙度和湍流流動幾方面分析了風洞試驗模擬復雜地形時的適用性。地形模型風洞試驗具有成本低、效率高、參數可調節等優勢，是研究復雜地形風場特性的常用方法。早期學者對簡化地形進行了大量研究，簡化地形主要為二維小山與三維小山。TAKAHASHI等[8]對考慮粗糙度的二維小山進行了風洞試驗研究，給出了雷諾應力、湍動能與渦流黏度的分布，發現迎風坡與背風坡的風特性存在一定差異。SHIAU等[9]對二維梯形山體進行了風洞試驗研究，發現迎風坡湍流強度比背風坡湍流強度小；當風攻角增大時，脈動風功率譜的低頻部分功率譜密度增加，高頻部分功率譜密度減小。CAO 等[10]對1 個二維陡坡進行了風洞試驗研究，研究了陡坡表面粗糙度對二維陡坡湍流邊界層的影響，發現山坡表面粗糙程度會影響山體上的湍流結構。李正良等[11]對不同山體間隔距離、不同遮擋山體坡度和高度的復雜三維山體模型進行了風洞試驗，發現受擾山體的山頂近地最大加速比隨著遮擋距離增加而減小，隨著遮擋山體坡度增大而增大，遮擋山體高度對受擾山體的加速比影響較小。胡峰強[12]對北盤江特大橋橋址地形、四渡河大橋橋址地形分別進行了風洞試驗研究，發現山區橋位的風速剖面取決于來流風向和局部地形，峽谷底部風速變化無明顯規律，在一定高度內近似呈指數分布，橋位橋面高度處無明顯的峽谷風速放大效應。ZHANG等[13]為研究高海拔地區的風場特性，建立了比例尺為1∶2 000 的山地模型，采用風洞試驗的方法對風場特性進行了研究，發現受局部地形的影響，不同方向的來流會導致橋址處的風特性發生較大變化。陳政清等[14]對湘西矮寨大橋橋址區風環境進行了風洞試驗研究，發現各測點的平均風剖面分布不能用統一的剖面形式描述，峽谷內的風速放大效應與測點高度和兩側山體地形有很大關系。張玥等[15]對禹門口黃河大橋所處地形進行了風洞試驗，發現主梁各測點處的風速剖面指數具有離散性，在大多數情況下，實測的脈動風速功率譜與Kaimal 譜較吻合。LYSTAD 等[16]對比研究了某橋址風洞地形模型試驗結果和現場實測結果，認為地形模型范圍的選取應足夠大以體現不同方向來流對橋址處風特性的影響。LI等[17]制作了1個大型的橋址地形模型研究深切峽谷內風場的分布規律，模型邊緣采用曲線過渡段[18]減小人工懸崖對來流穩定性的影響，發現沿橋梁主梁的風速剖面并不相同，2座橋塔的風剖面比主梁更接近冪律或對數律。部分學者將風洞試驗結果與數值模擬結果結合起來，通過數值模擬結果確定風洞試驗的入口條件或對試驗結果進行比較，得到更可信的結果。如JUBAYER等[19]采用數值模擬和風洞試驗相結合的方法，研究了加拿大哥倫比亞1個山脈的風場特性，利用數值模擬試算了1 000 km2以內的風場特性，從12 個來流工況中選擇出最不利的3個風向，將這3個風向下的模擬結果作為風洞試驗的來流條件進行下一步研究。CHEN等[20]以湘江大橋橋址為研究對象，采用數值模擬與風洞試驗這2種方法，對改進過渡段工況下的山區橋址風特性進行了研究，發現在大多數情況下，有過渡段時的橫橋向風速通常大于無過渡段時的橫橋向風速，而有過渡段時的橫橋向風攻角通常小于無過渡段時的橫橋向風攻角。

由以上分析可看出，已有研究大多針對沿海、平原或丘陵地區，峽谷深度相對不大。隨著我國高速鐵路橫穿橫斷山脈至“世界屋脊”西藏高原，面臨的峽谷高差極大，一般為1 000～3 000 m，最高甚至達到5 000 m 以上，岸坡通常大于50°。高原深切峽谷橋址區風場風向地形依賴性強，風剖面變異大，脈動極為劇烈，且這些地區人跡罕至，橋址處風場觀測資料很少，使得高原深切峽谷風場特性參數取值極為困難。為此，本文作者以某大跨高速鐵路橋梁為背景，結合數值模擬，對高原深切峽谷風場特性開展風洞試驗研究，以便為工程建設以及該類復雜山區橋址的風場規律提供參考。

1 試驗概況

1.1 工程背景

以跨越高原深切峽谷1座總長532.45 m、主跨跨徑為430 m的中承式鋼管混凝土拱橋為背景，其橋面設計高度至橋址水電站蓄水面高度約為140 m。大橋所在的雅魯藏布江峽谷山頂高度最高達5 000 m以上，與河谷的高差大于2 000 m，兩岸巖壁陡立，是典型的“V”型深切峽谷。峽谷兩側的山體棱角分明，若干大小不一的溝壑排列其中，地形變化比較復雜。橋址地形平面圖如圖1所示。

圖1 橋址地形平面圖Fig.1 Sketch of terrain at bridge site

1.2 基于CFD的地形模型范圍選取

風洞試驗中采用的地形模型是截取一定范圍的地形并提取其高程制作而成的，不同范圍的模型可能會對試驗結果產生影響，且由于受風洞尺寸的限制，風洞試驗中也需選擇合適的阻塞率。因此，在進行風洞試驗前，采用數值模擬計算3種不同規模地形的風場，以此確定合適的地形模型。為了節省計算資源，可選取該地區主導風向進行數值模擬。圖2 所示為該地區實測1 a 日最大風速玫瑰圖。從圖2可以觀察到東南—西北方向是該地區的主導風向，該風向與峽谷走向一致，后續數值模擬采用該風向來流。地形模型的模擬范圍如圖3所示，采用模型1模擬以橋跨為中心、直徑為10 km 的區域，模型2 與模型3 分別模擬以橋跨為中心、直徑為8 km 與6 km 的區域。采用ICEM CFD進行計算前處理，計算域長×寬×高為120 km×100 km×50 km，整個區域采用非結構化網格進行劃分，經過多次網格參數試算，最終采用計算域表面的最大網格邊長為5 000 m，地形表面的最大網格邊長為50 m，并設置加密盒對地形范圍內的網格進行加密處理。經對網格無關性進行測試后，最終確定3 種計算模型的網格數量達到700 多萬個。

圖2 日最大風速玫瑰圖Fig.2 Rose diagram of wind direction with the daily maximum wind speed

圖3 地形模型的模擬范圍Fig.3 Approximate dimensions of terrain models

對3種模型采用相同的邊界條件和求解方式設置，采用商業軟件Fluent進行計算。入口邊界條件采用速度入口，設置均勻來流U=8 m/s。出口邊界條件采用壓力出口。計算域頂面、底面采用無滑移壁面邊界條件，計算域側面采用對稱邊界條件。地形模型表面采用無滑移壁面邊界條件，粗糙度設置為0.05，粗糙度常數設置為0.5。計算分析中將流動處理為定常不可壓，忽略溫度變化。湍流模型采用SSTk-ω模型，求解器選用全隱式3D 單精度分離式求解器，速度與壓力采用SIMPLE算法耦合，對流項與離散項采用二階迎風格式進行計算。

3種模型的主梁跨中位置的風速剖面模擬結果如圖4 所示。由圖4 可知：在來流沿峽谷方向，3種地形模型跨中處的風速剖面較接近，同一高度的風速相對誤差均小于5%。因此，風洞試驗的地形模型參照模型3的地形制作，大大減小了模型尺寸，可有效降低阻塞率。確定地形范圍后需選取合適的縮尺比，經綜合考慮，試驗模型的縮尺比擬定為1∶1 000。在此縮尺比下，現有風洞試驗模型3 的阻塞率約為19.8%。為進一步研究阻塞率對橋址風速的影響，選取對應阻塞率分別為19.8%，9.7%和4.95%的工況進行計算，其中，最大阻塞率的模型網格劃分如圖5 所示。3 個不同阻塞率的地形模型跨中量綱一風速剖面數值模擬結果如表1所示。由表1可知：阻塞率為19.8%與9.7%的模型主梁跨中量綱一風速相對誤差不超過3%；阻塞率為19.8%與4.95%的模型主梁跨中量綱一風速相對誤差不超過5%。因此，對于地形風洞試驗，阻塞率可以適當增大。考慮到測點布置問題，最終確定風洞試驗地形模型阻塞率為19.8%。

圖4 跨中處風速剖面Fig.4 Wind speed profile at mid span

表1 3個不同阻塞率的地形模型數值模擬結果Table 1 Numerical simulation results of three terrain models with different blocking rates

圖5 計算域與網格劃分Fig.5 Computing domain and meshing division

綜上，采用1∶1 000 縮尺比制作地形模型，試驗模型底部高度與橋址水電站蓄水面高度相等，模型與風洞地面采用30°斜坡過渡段連接，保證氣流穩定爬升至模型邊緣。模型采用泡沫材料按照等高線圖進行疊加切割，分區制作，保證剛度要求。加工后的地形模型如圖6所示。

圖6 地形模型Fig.6 Terrain model

1.3 試驗工況與測點布置

為了研究不同方向來流對峽谷內風特性的影響，風洞試驗中設置了14 個方向的來流，如圖7所示。以沿峽谷方向上游來流為0°風向角，下游來流為180°風向角，順時針方向為正，間隔一定角度設置其余工況。其中，20°來流與200°來流方向與主梁軸線大致垂直(橫橋向來流)，0°風向角一側地勢較低，180°風向角一側地勢較高。風向角序號與風向角對應關系如表2所示。為了得到橋位處的風場特性，沿主梁軸向自1/4橋跨處至林芝側邊跨每1/4 跨布置1 個監測點，同時，沿豎直方向布置一系列測點，監測不同高度的風特性變化。主梁測點具體位置如圖8所示。

圖8 主梁測點布置圖Fig.8 Schematic diagram of measuring points

表2 風向角序號與風向角的對應關系Table 2 Correspondence between serial number and wind direction

圖7 風向設置示意圖Fig.7 Schematic diagram of wind direction

2 試驗結果分析

2.1 平均風速

不同風向角下跨中處的風速剖面見圖9，參考風速為地形前1.5 m處對應高度處的平均風速。從圖9 可以看出，來流從上游(0°來流一側)進入時跨中處的風速剖面比下游來流更符合指數律形式。這是因為上游地勢較低，比較平坦，沒有被大山脈阻擋，地形對來流的遮擋作用較小。而當來流從下游(180°來流一側)進入時，風速在離地面0.3 m 高度范圍內基本保持不變，之后隨著高度逐漸增大，風速剖面呈現出指數增長的形式。這與平坦地區的風速增長規律不同，產生這種情況的原因是下游地勢較高，來流受到了山體阻擋，發生了翻轉、分流及匯流等情況，在近地面處風速受回流區控制。20°來流與200°來流下的量綱一風速最大，這2 個風向均是與橋軸線垂直的方向。20°來流受到的山體阻擋較小，所以，量綱一風速較大；200°來流下雖然有山體阻擋，但山體坡度較小，且沒有受較大凸起山體影響，因此，到達主梁前氣流已經穩定，量綱一風速較大。

圖9 不同風向角下跨中處量綱一風速剖面Fig.9 Dimensionless wind speed profile at mid span under different wind directions

采用指數律對各個風向角下的風速進行擬合，擬合結果如圖10所示。從圖10可以觀察到不同風向角下的風剖面指數有一定差異，定性地顯示了風剖面指數隨來流風向的變化關系。試驗結果表明，測點越靠近兩側山體，風剖面指數越大。風剖面指數在0.10～0.25 之間分布較密集，在各風向角下，邊跨的風剖面指數最大。4號測點的風剖面指數在190°來流下達0.41，大于D類地貌的地表粗糙度系數(0.30)。其他3 個位置的最大風剖面指數為0.26，在規范規定的C類地貌的地表粗糙度系數(0.22)和D類地貌的地表粗糙度系數(0.30)之間。同時，個別工況的風剖面擬合效果較差，風剖面指數趨近于0，表明指數律不一定完全適用于該橋址風剖面指數的擬合。

圖10 不同風向角下各測點的風剖面指數Fig.10 Wind profile index of each measuring point under different wind directions

各風向角下1號至4號測點主梁高度處的風速放大系數見圖11，參考風速為地形前主梁高度處的平均風速。從圖11 可見：整體上看，來流從上游進入后在主梁處的加速效應比下游的大，主梁跨中的風速放大系數都大于1，產生了明顯的峽谷風效應，而來流從下游進入時主梁處風速放大系數大部分小于1，沒有產生明顯的加速效應；在大多數風向下，2號測點的風速比1號、3號與4號測點的大，即風速隨著與兩側山體距離的增大而增大。這主要是來流進入峽谷到達主梁的過程中，由于兩側山體地表的摩擦阻力，邊界層厚度逐漸增加，首先影響到1/4跨(1號)、3/4跨(3號)與邊跨(4 號)處的風速，而對跨中處(2 號)的風速影響較小，最終導致跨中風速更大。當來流方向與橋梁軸線垂直時(20°與200°來流)，各測點的風速放大系數達到最大值。根據該橋址現場實測結果，該橋位主導風向為峽谷走向。主梁橋面高度處的速度云圖見圖12。從圖12 可見：峽谷對氣流有明顯的導向作用，來流總體上隨峽谷走向流動；進入峽谷后，由于局部地形差異，氣流流動的方向不一，在凸起處產生加速現象，在凹入處則速度降低；主梁位于2個凸起位置的后方，風速受尾流影響，沿軸線的速度分布更加不均勻。

圖11 不同風向角下主梁各測點的風速放大系數Fig.11 Wind speed amplification factor of each measuring point under different wind directions

圖12 主梁橋面高度處的速度云圖Fig.12 Velocity cloud diagram at beige deck level

風攻角可用來描述3 個方向風速矢量的大小，是風特性的重要參數。不同風向角下風速放大系數與風攻角的聯合分布見圖13。從圖13 可見：整體上看，靠近兩側山體測點位置處風攻角更大，某些工況下甚至超過了20°；當風速放大系數較大時，風攻角普遍較小，其值在0°左右波動。考慮試驗誤差以及工程需求，當風速放大系數大于1時，風攻角主要分布在-15°～13°，遠大于風洞試驗常采用的-3°～3°范圍，因此，高原深切峽谷內風攻角的取值范圍建議拓寬至-15°～15°。

2.2 湍流強度

不同風向角下主梁跨中處順風向湍流強度Iu[21]隨高度的變化情況如圖14所示。由圖14可知：當來流從地勢較低的上游進入時，湍流強度隨高度增加逐漸減小，其剖面形式較為簡單；而當來流從地勢較高的下游進入時，在一定高度范圍內湍流強度基本沒有變化，這可能是因為山體較高，遮擋效應的影響范圍較大。受山體地勢的影響，當來流從上游進入時，跨中測點的湍流強度總體上要比來流從下游進入時更小。

圖14 不同風向角下跨中處的順風向湍流強度IuFig.14 Turbulence intensity at mid span under different wind directions

不同風向角下橋面高度處的湍流強度見圖15。從圖15 可以看出：橋面高度處的湍流強度與測點位置和風向角有關；當測點位置靠近邊跨時，湍流強度明顯增大，當來流從上游進入時，邊跨的湍流強度多數在20%以上，從下游進入時的湍流強度均大于25%；當來流從上游進入時，跨中測點的湍流強度較低，最大值為15%；當來流從下游進入時，跨中測點的湍流強度與1/4跨、3/4跨的湍流強度較接近，但遠比邊跨測點的湍流強度小，湍流強度最大值為26%；當來流與橋梁軸線的夾角近似垂直時，各個測點的湍流強度較小，這主要是此方向上山體阻擋少，氣流破碎程度更小，脈動程度較低。可見，主梁附近的湍流強度在空間分布上相關程度不大，其分布主要受局部地形影響。

圖15 不同風向角下各測點橋面高度處的順風向湍流強度IuFig.15 Turbulence intensity at the bridge deck height of each measuring point under different wind directions

0°來流下主梁各測點橋面高度處順風向、橫風向以及豎直平面方向的湍流強度見圖16，其中，順風向湍流強度以u表示，橫風向湍流強度以v表示，豎直方向湍流強度以w表示。取各方向4個測點的湍流強度作平均值，主梁順風向、橫風向和豎直平面方向平均湍流強度的比值為1.00∶0.80∶0.72，與規范中推薦值(1.00∶0.88∶0.50)不同，這說明當橋梁位于復雜山區內時，主梁處的湍流強度不能完全參考規范取值，同時也驗證了復雜山區脈動風特性與平坦地區的脈動風特性不同。

圖16 0°來流時主梁各測點不同方向的湍流強度Fig.16 Turbulence intensity in different directions at each measuring point of main beam for wind direction of 0°

2.3 脈動風速功率譜

目前，我國規范中建議的脈動風功率譜表達式采用Simiu 譜[22]，高度Z處平均風速為U的順風向脈動風速功率譜如式(1)所示，另外，為綜合考慮各種風速譜對于該地形的適用性，后續對比分析中加入了Kaimal 譜與von Karman 譜[23]，如式(2)與式(3)所示。

式中：Su(n)為順風向脈動風功率譜密度函數；n為風的脈動頻率；βu為風速脈動系數；u*為氣流摩阻速度；f=nZ/U(Z)與fLu=nLu/U(Z)為歸一化頻率，其中，Z為離地面高度；U為平均風速；Lu為順風向湍流積分尺度。

0°風向角下各測點橋面高度處的順風向脈動風功率譜見圖17。從圖17可見：4個測點的試驗風譜與Kaimal譜及Simiu譜都比較接近，與von Karman譜在高頻區域存在較大差異，因此，Kaimal 譜與Simiu 譜更適用于該地形脈動風速功率譜的比較。由圖17可知：與Kaimal譜相比，1號與3號測點處的脈動風功率譜在低頻段偏低；2號測點的脈動風功率譜在低頻和高頻范圍與Kaimal譜都較吻合，4號測點的脈動風功率譜在高頻區域譜比Kaimal 譜顯著偏低。上述測點的功率譜與Kaimal 譜的差異主要是峽谷兩側山體對于不同測點氣流的擾動程度不一致產生的。具體來說，1 號與3 號測點距離山體更近，氣流中的大渦旋受地形破壞產生了較多小渦旋，大渦旋減少，其引起的低頻能量隨之減少。高頻區域的譜并沒有明顯增大，可能是由于能量耗散過多導致高頻譜并沒有太大變化。2號測點位于峽谷中心位置，受地形影響最小，地形與氣流間的黏性作用對小渦旋的影響有限，因此，2 號測點的脈動風速功率譜與經驗譜較吻合。4 號測點位于邊跨位置，與經驗譜相比，高頻區域的譜明顯偏低，說明能量衰減耗散過快，不符合慣性子區譜正常衰減的特點。

圖17 0°來流時各測點橋面高度處的順風向脈動風功率譜Fig.17 Fluctuating wind power spectrum at bridge deck level of each measuring point for wind direction of 0°

3 結論

1)深切峽谷平均風剖面只采用指數律形式描述是不合適的，個別風向角下的風剖面無法用指數律形式表征；同時，也不能采用統一的指數形式來模擬平均風剖面形式。采用指數律擬合得到的風剖面指數主要集中在0.10～0.25，各風向角下邊跨的風剖面指數均最大。

2)橋面高度的風速放大系數受來流風向影響較大，上游來流風速放大系數普遍大于下游來流風速放大系數。總體而言，受兩岸地形影響，主梁跨中位置的風速最大，向兩側山體方向逐漸降低，呈中間大、兩側小的分布規律。整體上看，靠近兩側山體測點位置處風攻角較大，當量綱一風速大于1時，風攻角主要分布在-15°～13°。

3)由于山體邊界層以及遮擋效應的影響，湍流強度沿主梁軸向分布不均勻，其大小與距離山體的距離有關，特別是接近兩側山體的位置，橋面高度處的湍流脈動劇烈，湍流強度基本在20%以上；主梁高度處順風向、橫風向和豎直平面方向平均湍流強度的比值為1.00∶0.80∶0.72，與規范值相比，豎直方向上的湍流強度有所增大。

4)脈動風速功率譜與Kaimal譜和Simiu譜比較接近，與Von Karman 譜相比有一定偏移，在高頻區域存在較大差異；相比于其他測點，跨中測點因遠離山體，其脈動風速功率譜與Kaimal 譜更加吻合。