大型回流边界层风洞的气动与结构设计

2014-03-29余世策蒋建群楼文娟孙炳楠

实验流体力学 2014年2期

余世策, 蒋建群, 楼文娟, 孙炳楠

(浙江大学建筑工程学院, 杭州 310058)

0 引言

风洞是产生气流的装置，在结构风工程、航空航天、汽车工业等领域均有广泛的应用，随着国内现代化建设的蓬勃发展，超高层建筑、大型体育馆和大跨度桥梁如雨后春笋般涌现，这些大型工程的抗风问题是工程建设中最关注的问题之一。在这一背景下民用大气边界层风洞的建设得到了长足的发展，近些年国内兴建了一大批大气边界层风洞[1-4]，我国民用建筑大型边界层风洞的数量已居世界前列。风洞的气动与结构设计是风洞建设中的关键技术问题，设计优劣直接影响边界层风洞的流场品质包括气流均匀性、轴向静压梯度、湍流强度等指标，而这些指标则直接影响建筑结构风工程风洞试验的测试结果。国内学者对于风洞的气动与结构设计方面做了不少工作，李强等[4]对其主要部件(包括斜流式风机、稳定段、收缩段和试验段等)进行详细的气动计算；祝长江等[5]针对Φ5m立式风洞垂直布置的结构特点介绍了其结构设计；廖达雄等[6]介绍了连续式跨声速风洞设计的关键技术，分析了如何降低风洞气流脉动，改善流场品质；朱幼君等[7]从流体动力学及声学两方面综合考虑，在满足试验段流速要求的前提下，提高试验段流场均匀性，降低试验段背景噪声；周勇为等[8]采用在国内外比较罕见的带大角度扩散段的离心下吹式形式设计了国内首座低湍流度磁悬浮风洞；侯志勇等[9]对减湍起重要作用的收缩段和稳定段布局设计提出了新的通用便捷方法等。以上研究内容对风洞的气动与结构设计有很好的借鉴意义。

本文以浙江大学ZD-1边界层风洞建设为背景，详细介绍该风洞气动与结构设计中的关键技术问题，并对风洞流场校测结果进行了详细分析，得到一些重要的结论，对于类似边界层风洞建设有一定的参考价值。

1 风洞总体设计

为了提高风洞的使用率，浙江大学ZD-1风洞设计考虑了该风洞应具有建筑、桥梁、交通、工业空气动力学、航空航天等方面的试验和研究功能。首先风洞试验段要求有较大的截面，以满足大比例建筑、桥梁模型的风洞试验；其次风洞试验段要求有较宽的风速范围，以满足地面交通工具和工业空气动力学试验以及雷诺数效应试验对高风速的要求；最后试验段还应具有较高的流场品质，以满足低背景湍流的航空航天类或其它基础空气动力学研究的需求。为达到上述目标，课题组经过反复论证，在近800m2的占地面积限制下，设计出了能满足目标功能需求的大型回流边界层风洞，其主要技术参数如表1所示，其设计性能指标如表2所示。

表1 风洞主要设计参数

表2 风洞设计性能指标

2 风洞气动设计

2.1洞体气动轮廓

根据风洞总体设计要求及技术参数，经过方案可行性论证，确定风洞的气动轮廓图，如图1所示。拟建风洞由1个动力段、3个扩散段、1个等截面段、1个收缩段、1个试验段、4个拐角段组成，为抵消边界层增厚对流场品质的影响，风洞试验段采用水平微幅扩散的方法，试验段和3个扩散段的扩散角数据如表3所示，可以看出各段当量扩散角均小于7°，可避免发生气流分离现象，值得注意的是试验段也设置了0.22°的当量扩散角，为平衡风洞内外的压力差，在试验段与第一试验段交界处设置了宽180mm的压力平衡缝。

表3 风洞各段扩散角数据

图1 风洞气动轮廓图(单位：m)

2.2收缩段收缩曲线计算

收缩段的作用是均匀加速气流，使其达到试验段所需要的流速，同时进一步改善气流的流动品质，降低湍流度。本风洞采用维特辛斯基三维收缩曲线计算公式来设计收缩曲线，可获得良好的试验段气流品质，计算公式如下：

(1)

图2 收缩曲线外形图(单位：m)

2.3拐角及拐角导流片设计

由于本风洞为单回流型式，通过4个90°的拐角形成回流，每个拐角的进出口截面积相等。由于气流流过4个拐角的损失将占到风洞全部损失的40%以上，所以拐角导流片的设计极为重要。以往较早建成的风洞大多采用翼形结构的导流片，目前大多数风洞已采用薄板弯曲成型的导流片。本风洞拐角导流片外形按文献[10]提供的方法进行特殊处理。该导流片设计已应用于日本东北大学的低湍流度风洞，效果很好。取第一拐角的内壁圆弧半径(即导流片圆弧半径)为800mm，第二拐角、第三与第四拐角为900mm，导流片在各拐角对角线方向等间隔排列，第一、二、三、四拐角的导流片分别为9片、10片、13片与13片。导流片外形如图3所示，导流片的外形由圆弧BC(半径R)加两端直线AB及CD组成，弦长为AD，两端直线长为L(=0.1AD)且相等，导流片进口端直线AB与来流之夹角α1=4°，出口端直线CD平行于风洞轴线，夹角α2=0°，导流片弦线AD与来流之夹角(即安装角)α=47°。

2.4风扇叶片和整流罩设计

风扇叶片的设计方法主要有Patterson、Collar和Wallis法。本风洞采用文献[10]提供的设计方法，即把风扇及其整流系统作为一个整体来考虑，计算过程解析化，借助计算机可方便地给出设计结果，叶片设计参数如表4所示。整流罩由前罩、中罩(柱段)和尾罩3部分组成，前罩和尾罩的外形曲线按流线型旋成体坐标值确定，中罩根据风扇轮毂及电机安装尺寸要求确定其长度。现风扇段直径为4.8m，当罩壳比(即风扇处整流罩直径与风扇直径之比)为0.5时，整流罩最大直径为2.4m；当整流罩长细比为3时，其阻力最小，因此整流罩头尾部分总长 7.2m。因前罩和尾罩长分别为其总长的40%及60%，故前罩长为2.88m，后罩长为4.32m。

图3 拐角导流片外形图

表4叶片设计参数

Table4Bladedesignparameters

相对半径叶片弦长C/mm扭转角θ/(°)升力系数CL总效率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蜂窝器和阻尼网设计

稳定段内安装有蜂窝器和阻尼网，其作用是导直气流、提高气流品质、降低湍流度。蜂窝器为玻璃钢结构，由正六角形蜂窝格子(对边距离30mm)胶接而成，深300mm；阻尼网共两层安装在蜂窝器后面，由不锈钢丝编织而成，其规格为18目/英寸。根据文献[10]对湍流度的理论估算，若阻尼网前气流湍流度为2%～3%，则试验段内的湍流度将降为0.38%～0.57%。

2.6风洞能量比、电机功率及风扇增压量计算

3 风洞结构设计

根据风洞的气动外形及占地面积的限制，本风洞采用了钢结构与混凝土结构相结合的立式混合结构型式，其中稳定段、收缩段、试验段、第一扩散段和动力段采用钢结构、第二、第三扩散段、等截面段和4个拐角段均采用混凝土结构，动力段位于地下一层，最低点标高为-7.0m，试验段位于二层，最高点标高约为10.0m，结构示意图如图4所示。

图4 风洞结构示意图

4 风洞流场品质测试

风洞流场品质测试是检验风洞气动与结构设计优劣的重要环节，自风洞建成后课题组组织专家对风洞流场品质进行了全面的校测[11]，流场校测依据相关规范进行[12]，主要包括空风洞风速及能量比、动压稳定系数、试验段轴向静压梯度、试验段截面动压场不均匀性、试验段截面方向场不均匀性和湍流度分布等内容的测试。

4.1空风洞风速及能量比测试

由标准风速管感受风洞运行稳定后的试验段气流动压，经压力传感器转换成电信号由数据采集系统采集，记录对应不同输出功率条件下的动压(风速)，输出功率由直流调速柜的直流电压表和直流电流表读出，测试结果如表5所示。可以看出，当达到设计要求风速V=55m/s时，消耗功率603kW，仅为电机额定功率的60%，转速也只达到481r/min，为额定转速的90%。可见，风洞还可以提供更高的最大风速。从风洞能量比数据可以看出，实测最大能量比接近2.0，与估算值相比略为偏小。

表5 风洞风速和能量比测试结果

4.2动压稳定系数

动压稳定系数表征了动压的稳定性，由皮托管感受风洞运行稳定后的试验段气流动压，经电子式压力扫描阀转换成电信号由数据采集系统采集，记录给定风速下达到稳态后1min的时间历程，获得1min内气流动压的最大值qmax和最小值qmin，计算出动压稳定性系数η：

(2)

表6为不同风速下前后转盘截面中心处气流的动压稳定性系数。可以看出，两种风速下，动压稳定性系数均小于1%，40m/s风速下主试验区的动压稳定性系数均小于0.5%，达到了航空风洞的标准。

表6 风洞动压稳定性测试结果

4.3试验段轴向静压梯度

轴向静压梯度是衡量试验段轴向静压变化的重要指标，采用下式计算：

(3)

式中：Xi为第i测点距试验段入口的距离；Cpi为第i测点的压力系数；m为测量点数。针对试验段后转盘和前转盘两个试验区，以转盘中心截面为中线，以1m为间距，分别测试了中线前后3m共7个截面的静压系数，代入式(3)得到轴向静压梯度，结果如表7所示。可以看出，后转盘区的轴向静压梯度略为偏大，但仍低于1.0%的指标，由于在气动设计中对试验段设置了一定的扩散角，保证了较低的轴向静压梯度，满足了设计要求。

表7 风洞轴向静压梯度测试结果

4.4试验段截面动压场不均匀性

用动压探头测出试验段模型区内的动压分布，按下列公式计算动压场不均匀性系数μi：

(4)

图5 40m/s风速下后转盘动压场不均匀性系数分布

4.5试验段截面方向场不均匀性

试验段截面方向场不均匀性采用五孔探针测定，试验得到截面156个测点的水平气流偏角Δβ和竖向气流偏角Δα，图6为40m/s风速下后转盘中心截面水平气流偏角和竖向气流偏角的等值线曲线图。可以看出，水平气流偏角和竖向气流偏角均小于1°，除靠近上壁面的局部区域大于0.5°外，其余部分区域小于0.5°；同时也可以注意到，水平气流偏角Δβ水平方向呈现一定的反对称特征，竖向气流偏角Δα水平方向一致性较好，这也说明了由于立式结构设计，试验区域水平方向流场品质要优于竖直方向。

图6 40m/s风速下后转盘截面气流偏角分布

4.6试验段湍流度

湍流度是评价风洞流场品质的重要指标，采用下式计算：

(4)

式中：σ为脉动风速均方根，U为脉动风速平均值。流场校测时采用热线风速仪测试各截面均布的42个测点的风速时程，统计得到各测点的湍流度，将截面各测点湍流度的平均值和最大值列于表8中。可以看出，两个主要截面在两个风速下的湍流度最大值均不超过0.5%，均优于1.0%的设计要求指标，而平均值则只在0.3%附近，这说明对于蜂窝器和阻尼网的设计是成功的，测试结果与估算值较为接近。

表8 风洞试验段湍流度测试结果

5 结论

通过对浙江大学ZD-1边界层风洞的气动与结构设计及风洞建成后的流场校测，得出以下结论：

(1) 气动设计包括扩散角设计、拐角片设计和收缩曲线设计方法是合理的；

(2) 在试验段中设置扩散角有利于降低轴向静压梯度，提高流场品质；

(3) 立式结构设计提高了速度场和方向场的水平均匀性，对提升边界层风洞测试精度效果明显。

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