海島局部風(fēng)場特性的風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究

郭健 ，胡成杰

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2.浙江工業(yè)大學(xué) 橋梁工程研究所，浙江 杭州 310023)

1 引言

跨海工程往往需要在坡度較大的海中小島上選址以設(shè)置主塔基礎(chǔ)，從而盡可能減小跨海橋梁的跨徑，降低技術(shù)風(fēng)險(xiǎn)和造價(jià)，如主跨1 650 m 的舟山西堠門大橋[1]，北塔位于海島老虎山上，其陡峭處坡度近31°；另一座跨海懸索橋雙嶼門大橋的一個(gè)初步設(shè)計(jì)方案擬定了主跨1 770 m，西塔位于海島鱟山上，坡度10°左右。沿海地區(qū)的高壓輸電線路為避免長距離輸送而往往在海島上設(shè)塔，如寧波–舟山六橫島附近的高聳輸電鐵塔建設(shè)便采用在海島上設(shè)塔的設(shè)計(jì)方案。然而在復(fù)雜的海洋強(qiáng)風(fēng)環(huán)境下，氣流在經(jīng)過海島地形時(shí)會(huì)受到地形擠壓而引起明顯的局部風(fēng)效應(yīng)，由此會(huì)產(chǎn)生平均風(fēng)加速區(qū)，使得平均風(fēng)剖面與平地相應(yīng)位置的平均風(fēng)剖面存在差異，因此在海島上的跨海橋塔和輸電塔架等工程結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計(jì)及施工臨時(shí)結(jié)構(gòu)都需要準(zhǔn)確把握局部風(fēng)效應(yīng)帶來的平均風(fēng)速差異，這對(duì)于保證工程安全十分重要。過去對(duì)于特殊微地形風(fēng)場的研究主要是針對(duì)丘陵等山地地形，近年來，隨著海洋開發(fā)和近海工程建設(shè)的增加，擴(kuò)展到對(duì)海島的研究。肖儀清等[2]利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法對(duì)復(fù)雜地形進(jìn)行風(fēng)場分析。Wang 等[3]和Cao 等[4]通過CFD 二維數(shù)值模擬來研究山體表面粗糙度、坡度與來流湍流對(duì)山地風(fēng)場的影響；李正良等[5]和孫毅等[6]借助風(fēng)洞試驗(yàn)與Fluent 軟件對(duì)三維山地模型進(jìn)行研究，討論了坡度、高度與地貌因素對(duì)山地平均風(fēng)加速效應(yīng)的影響；李正昊等[7]通過CFD 數(shù)值風(fēng)洞來研究山脈長度、坡度以及山脈間距對(duì)埡口內(nèi)平均風(fēng)速的影響并對(duì)峽谷地形的平均風(fēng)加速效應(yīng)進(jìn)行了研究；陳政清等[8]對(duì)山區(qū)峽谷進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)，表明峽谷地貌的存在使得不同位置處的風(fēng)剖面存在較明顯差異。再者，文獻(xiàn)[9–10]應(yīng)用CFD 方法對(duì)橋址區(qū)地形風(fēng)場空間分布進(jìn)行研究，為橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供了參考。此外，Vladut 等[11]結(jié)合邊界層風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬來研究一座真實(shí)海島的繞流現(xiàn)象；楊秋彥等[12]針對(duì)一次海風(fēng)過程，對(duì)海南島上地形的局部海風(fēng)環(huán)流影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，以探討地形對(duì)海風(fēng)環(huán)流的影響。

上述研究為海島地形風(fēng)場分析提供了有利條件，然而考慮到海島風(fēng)場變化的復(fù)雜性，以具體海島為對(duì)象所開展的研究還不具有普遍性；風(fēng)剖面指數(shù)分布還有待了解；對(duì)平均風(fēng)加速區(qū)以及加速比和差異系數(shù)受海島坡度與高度的影響還有待進(jìn)一步研究，對(duì)迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)典型位置的順風(fēng)向、橫風(fēng)向和豎向湍流強(qiáng)度和陣風(fēng)因子分布還需深入探討。總的來看，有必要通過典型特征模擬并以理想形態(tài)海島為對(duì)象來開展局部平均風(fēng)效應(yīng)和脈動(dòng)風(fēng)效應(yīng)研究，這對(duì)于海島工程建設(shè)，例如跨海工程塔架選址和抗風(fēng)設(shè)計(jì)等意義重大。

2 工程概況

隨著海島工程建設(shè)進(jìn)度加快，近20 年來，在季風(fēng)盛行、風(fēng)況復(fù)雜的我國東部海域建設(shè)了多座跨海大橋和高聳鋼管塔輸電線路，風(fēng)場特性的變化是海島工程結(jié)構(gòu)物選址、設(shè)計(jì)和施工考慮的重點(diǎn)。浙江沿海島礁眾多，其海島形狀特征與海拔高度各有差別，如寧波舟山海域的典型島礁海拔可達(dá)200 m。和陸地相比，海洋大氣下墊面性質(zhì)更均一，表面粗糙度低，湍流強(qiáng)度小[13]。舟山群島地區(qū)的風(fēng)速和風(fēng)力較內(nèi)陸地區(qū)明顯偏大[14–16]。如圖1 所示為寧波–舟山港的六橫島海域，該海域有多個(gè)跨海工程建設(shè)規(guī)劃，多個(gè)海中小島被選擇來建設(shè)橋梁塔結(jié)構(gòu)和高聳輸電鐵塔，從而能夠避免橋梁跨過海以及高壓輸電線路長距離跨越所帶來的一系列技術(shù)困難。針對(duì)該海域島礁石的局部風(fēng)效應(yīng)突出的問題，開展了風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究。

圖1 寧波–舟山港的六橫島海域Fig.1 Sea area of Liuheng Island in Ningbo-Zhoushan Port

3 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

本文參照多個(gè)典型實(shí)地海島，進(jìn)行了縮尺簡化以擬定所研究的海島模型尺寸，根據(jù)擬定的縮尺模型尺寸制作了多個(gè)不同坡度的海島模型，并主要參考寧波舟山海域的環(huán)境風(fēng)場以及結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)來研究海島局部風(fēng)場特征，以期為實(shí)際海島工程建設(shè)提供抗風(fēng)參考依據(jù)。

3.1 海島縮尺模型概況及測點(diǎn)布置

為分析海島坡度和高度對(duì)局部風(fēng)效應(yīng)的影響，考慮寧波舟山地區(qū)實(shí)際海島地形的典型形態(tài)，對(duì)實(shí)際海島進(jìn)行了理想化處理，采用具有代表性的余弦型曲面進(jìn)行研究[17]，曲面形式定義如式（1）所示。海島截面輪廓如圖2a 所示。

式中，H為海島高度；D為海島底面直徑；z為所對(duì)應(yīng)的高度；(x,y)為圓形底面內(nèi)坐標(biāo)。

通過1∶500 的幾何縮尺比來制作相應(yīng)的海島模型，模型骨架材質(zhì)為擠塑板，表面覆蓋草絨，模型高度為0.2 m，坡度（2H/D）取15°、25°、35° 3 個(gè)工況（表1）。按對(duì)稱性在坡面上布置了11 個(gè)定位點(diǎn)（A1?A11），在每個(gè)定位點(diǎn)的垂直上方各布置了10 個(gè)測點(diǎn)，具體布置見圖2。

圖2 風(fēng)洞試驗(yàn)示意Fig.2 Schematic diagram of wind tunnel test

表1 海島參數(shù)Table 1 Island parameters

3.2 邊界層A 類風(fēng)場模擬

本次邊界層風(fēng)洞試驗(yàn)段的截面尺寸為5 m（高）×8 m（寬），最高風(fēng)速可達(dá)40 m/s，風(fēng)速測量采用澳大利亞TFI（Turbulent Flow Instrumentation）公司的眼鏡蛇風(fēng)速探頭。采用尖劈和粗糙元來模擬相關(guān)規(guī)范A 類粗糙度[15–16]大氣邊界層風(fēng)場，邊界層風(fēng)場風(fēng)剖面指數(shù)α=0.12，來流為1∶500 的A 類地貌來流；未縮尺風(fēng)場10 m 高度處基準(zhǔn)風(fēng)速為43.29 m/s（綜合參考相關(guān)規(guī)范[15–16]，取舟山地區(qū)基本風(fēng)壓0.85 kN/m2，并考慮A 類與B 類地貌基本風(fēng)速轉(zhuǎn)換系數(shù)1.174 來換算），梯度風(fēng)高度為300 m，離地700 m 高度的理論風(fēng)速為72 m/s。縮尺后風(fēng)場的梯度風(fēng)高度為0.6 m，離地1.4 m 高度處的風(fēng)速Vr=13.41 m/s，風(fēng)速縮尺比為13.41/72=1∶5.37。本次風(fēng)洞試驗(yàn)的布置如圖3 所示，平均風(fēng)剖面及湍流度剖面如圖4 所示。

圖3 風(fēng)洞試驗(yàn)布置Fig.3 Layout of wind tunnel test

圖4 邊界層平均風(fēng)剖面及湍流度剖面Fig.4 Mean wind and turbulence profiles of boundary layer

4 CFD 數(shù)值模擬

為了更好地進(jìn)行對(duì)比研究，利用CFD 模擬高度為100 m、坡度為15°、25°和35°的海島局部風(fēng)場。

4.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

計(jì)算域高度為600 m（6H），入口距迎風(fēng)坡最小距離為3D，出口距海島背風(fēng)坡最小距離為5D，寬度取5D，所有工況模型阻塞率為1.67%，滿足不大于5%的要求，以保證計(jì)算域內(nèi)流體充分發(fā)展，提高計(jì)算精度（具體計(jì)算域見圖5a）。

采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域進(jìn)行離散處理；對(duì)海島表面網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密處理，最大網(wǎng)格尺寸為8 m，并以1.1 的增長率向外擴(kuò)散，水平最大網(wǎng)格尺寸為50 m；為保證計(jì)算精度考慮了地表粗糙度等因素[2]，豎向第一層網(wǎng)格高度為1 m[18]，豎向增長率為1.1（網(wǎng)格劃分見圖5b，圖5c）。

圖5 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分示意圖Fig.5 Schematic diagram of computing domain and grid

4.2 模擬參數(shù)設(shè)置

采用Realizablek-ε模型[19]，壁面函數(shù)采用考慮壓力梯度的非平衡壁面函數(shù)，符合實(shí)際氣流在模型表面會(huì)產(chǎn)生分離、附著、沖擊等復(fù)雜流動(dòng)現(xiàn)象；入口采用速度入口，入口處平均風(fēng)速剖面、湍流動(dòng)能和湍流耗散率剖面自定義；出口為自由流出出口，讓其尾流充分發(fā)展；兩側(cè)面和頂面均采用對(duì)稱邊界，保證垂直于對(duì)稱邊界的速度等物理量的梯度為0；底面和海島表面均采用無滑移壁面，表面切向風(fēng)速為0；考慮實(shí)際地面粗糙度的影響，設(shè)置底面和海島表面的砂礫粗糙度高度分別為0.5 m 和1 m。采用定常計(jì)算，壓力–速度求解采用SIMPLEC 算法，同時(shí)用二階迎風(fēng)格式對(duì)控制方程進(jìn)行離散處理，并適當(dāng)調(diào)整松弛系數(shù)的大小，以保證計(jì)算速度和精度。

邊界的自保持性[20]，指的是風(fēng)剖面在未到達(dá)目標(biāo)物之前能在流場中保持不變。入口的平均風(fēng)速剖面V(z)、湍流動(dòng)能k(z)和湍流耗散率ε自定義邊界條件如式（2）至式（6）所示，將公式以C 語言程序形式通過Fluent 中的UDF 功能接入，以滿足相應(yīng)流場速度和湍流特性的要求。

式中，Z0和V10分別表示A 類地貌條件標(biāo)準(zhǔn)高度（10 m）和標(biāo)準(zhǔn)高度處的平均風(fēng)速（43.29 m/s）；I(z)為z高度下的湍流度；Lu為湍流積分尺度，參考文獻(xiàn)[21]；Cμ取0.09。該邊界條件可以使入口處的風(fēng)剖面較好的作用在海島，風(fēng)剖面自保持性良好。圖6 為風(fēng)剖面自保持性的驗(yàn)證，U為來流風(fēng)速。圖7 為模型水平向風(fēng)速示意，在入口和出口處體現(xiàn)了水平向風(fēng)速沿高度方向的變化。

圖6 風(fēng)剖面自保持性驗(yàn)證Fig.6 Verification of wind profile self preservation

圖7 水平向風(fēng)速示意圖Fig.7 Schematic diagram of horizontal wind speed

5 CFD 研究局部平均風(fēng)效應(yīng)

5.1 CFD 數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)比分析

如圖8 所示風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)為風(fēng)洞實(shí)測數(shù)據(jù)經(jīng)風(fēng)速縮尺比轉(zhuǎn)換而來。將CFD 數(shù)值模擬所得的各測點(diǎn)平均風(fēng)速與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如圖9 所示，絕大部分?jǐn)?shù)據(jù)誤差小于20%，且多數(shù)誤差小于10%。迎風(fēng)側(cè)數(shù)據(jù)誤差較小，背風(fēng)側(cè)誤差略大，其誤差略大處主要集中在背風(fēng)側(cè)的海島表面附近測點(diǎn)。一方面由于風(fēng)洞試驗(yàn)過程中靠近模型表面與背風(fēng)側(cè)風(fēng)速受模型遮擋難以測定，另一方面可能由于數(shù)值模擬過程中表面粗糙度的影響，總體而言，數(shù)值模擬結(jié)果具有一定的可靠度。

圖8 不同坡度海島風(fēng)洞試驗(yàn)平均風(fēng)速分布Fig.8 Average wind speed distribution of wind tunnel test on islands with different slopes

圖9 不同坡度海島風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬平均風(fēng)速對(duì)比Fig.9 Comparison of mean wind speed between wind tunnel test and numerical simulation on islands with different slopes

由于風(fēng)洞試驗(yàn)的工況有限，在滿足初步精度的要求下，利用前述CFD 數(shù)值模擬手段，對(duì)多工況海島的風(fēng)剖面指數(shù)、最大加速比和差異系數(shù)的分布進(jìn)行拓展研究。

5.2 典型位置的風(fēng)剖面指數(shù)分布

基于CFD 數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)典型位置的風(fēng)剖面指數(shù)進(jìn)行擬合，在擬合算法中作為全局優(yōu)化搜索方法的遺傳算法由于并非進(jìn)行指定的路徑進(jìn)行探索，而是基于概率控制探索，僅僅通過其特有的選擇、交叉和變異運(yùn)算就可以快速探索到最優(yōu)解，因此十分適用于非線性模型曲線的擬合[22]。

這里對(duì)3 種坡度工況的風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬風(fēng)剖面采用了遺傳算法進(jìn)行指數(shù)率分布擬合[23–26]，具體擬合曲線如式（7）所示，得到典型位置處的風(fēng)剖面指數(shù)分布如圖10 所示。

從圖10 可以看出，3 種坡度工況的風(fēng)剖面指數(shù)分布相似；A10 處風(fēng)剖面指數(shù)較大，迎風(fēng)側(cè)風(fēng)剖面指數(shù)大于背風(fēng)側(cè)。

圖10 典型位置風(fēng)剖面指數(shù)（α）Fig.10 Wind profile index at typical location (α)

5.3 迎風(fēng)島脊線的風(fēng)剖面差異性分析

這里引入無量綱參數(shù)——加速比 ?Sz[5,8]以及自定義參數(shù)— —風(fēng)剖面差異系數(shù)W來分析局部風(fēng)效應(yīng)，以此來揭示海島平均風(fēng)剖面相比于平地相應(yīng)位置平均風(fēng)剖面的差異性，結(jié)果值越大帶來的風(fēng)場改變?cè)酱?，風(fēng)剖面的差異性越明顯，風(fēng)效應(yīng)越突出。風(fēng)剖面差異系數(shù)W和加速比 ?Sz的具體表達(dá)見式（8）和式（9）。

式中，?Sz為z高度處的加速比；V(z)表示海島表面以上z高度處的平均風(fēng)速，V0(z)表示平地地表以上z高度處的平均風(fēng)速；n表示高度方向測點(diǎn)數(shù)，n取10。

沿坡度35°海島的迎風(fēng)坡每隔15°取一條島脊線，每條島脊線上布置11 個(gè)定位點(diǎn)，具體布置見圖11，并在每個(gè)定位點(diǎn)的垂直上方各布置了10 個(gè)測點(diǎn)，布置參考圖2c。

圖11 島脊線與定位點(diǎn)布置Fig.11 Island ridge lines and points layout

如圖12a 所示，最大加速比隨島脊線角度的增加而增加；45°～60°的最大加速比變化梯度最大；最大加速比出現(xiàn)在坡頂區(qū)域。最大加速比大于0 表明平均風(fēng)爬坡引起加速效應(yīng)，小于0 的區(qū)域反映了海島對(duì)于氣流的阻擋。隨著島脊線角度的增加，所在島脊線的加速區(qū)會(huì)下移。

圖12 迎風(fēng)側(cè)最大加速比與差異系數(shù)分布Fig.12 Maximum acceleration ratio and difference factor distribution on windward side

如圖12b 所示，差異系數(shù)沿島脊線分布以45°島脊線為界呈現(xiàn)兩種變化趨勢(shì)；差異系數(shù)為0 的位置隨島脊線角度的增加有沿島脊線向坡腳靠近的趨勢(shì)；坡腳處的差異系數(shù)隨著島脊線角度的增加而減??；差異系數(shù)最大值出現(xiàn)在坡頂區(qū)域。差異系數(shù)為0 的位置是平均風(fēng)剖面與平地相應(yīng)位置平均風(fēng)剖面差異性最小處，沿島脊線向坡頂方向是加速區(qū)，向坡底方向是阻擋減速區(qū)。坡腰位置的差異系數(shù)較低，與平地相應(yīng)位置的風(fēng)剖面差異性較小。

5.4 坡度和高度對(duì)加速比及差異系數(shù)的影響

為研究海島坡度對(duì)于局部風(fēng)場的影響，采用上述CFD 模擬手段，對(duì)局部風(fēng)效應(yīng)較明顯的0°島脊線進(jìn)行研究，計(jì)算了高度為100 m，坡度為10°～45°共8 種模型。如圖13a 所示為最大加速比和差異系數(shù)隨海島坡度的變化規(guī)律。坡頂處（0°島脊線頂部）的最大加速比在0.4～0.8 之間，最大值出現(xiàn)在25°附近；在1/2 坡腰（0°島脊線中部）、坡底（0°島脊線底部）處，隨著坡度的增加最大加速比有減小趨勢(shì)。25°坡頂處的差異系數(shù)最大，與平地相應(yīng)位置的風(fēng)剖面差異性最大；1/2 坡腰處的差異系數(shù)隨著坡度的增加而增加；坡底處差異系數(shù)隨著坡度的增加先增加后趨于穩(wěn)定。1/2 坡腰處的差異系數(shù)較小，與平地相應(yīng)位置的風(fēng)剖面差異性較小。

圖13 不同坡度和高度的加速比及差異系數(shù)分布Fig.13 Distribution of acceleration ratio and difference factor for different slopes and heights

為研究海島高度對(duì)于局部風(fēng)場的影響，借助CFD模擬了坡度為35°，高度50～300 m 共5 種工況，對(duì)局部風(fēng)效應(yīng)較明顯的0°島脊線進(jìn)行研究。如圖13b所示為最大加速比和差異系數(shù)隨海島高度的變化規(guī)律。坡頂（0°島脊線頂部）最大加速比在0.5～1.0 之間，坡頂處的最大加速比和差異系數(shù)變化趨勢(shì)一致，隨著高度的增加其值有增加的趨勢(shì)，在50～150 m 變化不大，150～300 m 變化較明顯；1/2 坡腰處（0°島脊線中部）最大加速比和差異系數(shù)變化趨勢(shì)相反，最大加速比隨著高度的增加而減小，差異系數(shù)則隨著高度的增加而增加。1/2 坡腰處的風(fēng)剖面差異性隨著高度的增加而變大。

6 局部脈動(dòng)風(fēng)效應(yīng)

3 種坡度工況下的脈動(dòng)風(fēng)效應(yīng)也存在著一定的差異，而脈動(dòng)風(fēng)效應(yīng)差異的具體分析對(duì)于海島工程建設(shè)中抗風(fēng)穩(wěn)定性的考慮有著指導(dǎo)作用。

由于風(fēng)的不規(guī)則性引起的脈動(dòng)風(fēng)一般周期短，與一些工程結(jié)構(gòu)的自振周期較為接近，會(huì)使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生動(dòng)力響應(yīng)。特別是對(duì)于高聳構(gòu)筑物等柔性工程結(jié)構(gòu)，脈動(dòng)風(fēng)帶來的風(fēng)振動(dòng)力響應(yīng)明顯，會(huì)對(duì)工程結(jié)構(gòu)的施工和運(yùn)營等造成明顯影響。因此對(duì)海島附近描述脈動(dòng)風(fēng)強(qiáng)度的兩個(gè)重要特征量——湍流強(qiáng)度和陣風(fēng)因子的具體分析顯得至關(guān)重要。

湍流強(qiáng)度通常定義為基本時(shí)距內(nèi)某一高度脈動(dòng)風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差與平均風(fēng)速的比值。陣風(fēng)因子定義為陣風(fēng)持續(xù)時(shí)間內(nèi)最大陣風(fēng)風(fēng)速與基本時(shí)距內(nèi)平均風(fēng)速的比值?；陲L(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，得到了圖2c 中各定位點(diǎn)（即距實(shí)際海島表面10 m、20 m、30 m、40 m、50 m、100 m、150 m、200 m、250 m、300 m）處順風(fēng)向、橫風(fēng)向和豎向的湍流強(qiáng)度和陣風(fēng)因子分布情況，如圖14至圖16 所示。

由圖14 可以看出，3 種坡度工況下坡頂處順風(fēng)向、橫風(fēng)向和豎向湍流強(qiáng)度沿高度的變化和空風(fēng)洞下測得的湍流強(qiáng)度沿高度的變化較接近；

圖14 坡頂（A11）湍流強(qiáng)度和空風(fēng)洞的湍流強(qiáng)度對(duì)比Fig.14 Comparison of turbulence intensity between top of slope (A11) and air tunnel

在順風(fēng)向和橫風(fēng)向，距定位點(diǎn)200 m 高度內(nèi)（即2 倍海島高度）湍流強(qiáng)度變化較大，反映了海島地形對(duì)于坡頂湍流強(qiáng)度的影響，而坡頂豎向的湍流強(qiáng)度受海島地形的影響較小。

由圖15 可知，迎風(fēng)側(cè)的三向湍流強(qiáng)度分布較規(guī)律，而背風(fēng)側(cè)的三向湍流強(qiáng)度分布較為混亂，尤其是在距海島表面100 m 高度內(nèi)，反映了風(fēng)繞流后的擾動(dòng)較大；不同坡度迎風(fēng)側(cè)的湍流強(qiáng)度較為接近，而背風(fēng)側(cè)的湍流強(qiáng)度有較大差異，在距海島表面50 m 內(nèi)，坡度越大背風(fēng)側(cè)的湍流強(qiáng)度越??；對(duì)于迎風(fēng)側(cè)，湍流強(qiáng)度沿著高度方向仍具有指數(shù)率分布的趨勢(shì)，對(duì)于背風(fēng)側(cè)，湍流強(qiáng)度分布仍需開展更為細(xì)致的研究。

圖15 迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)湍流強(qiáng)度分布Fig.15 Turbulence intensity distribution on windward and leeward sides

由圖15 和圖16 可以看出，不同坡度和不同高度的湍流強(qiáng)度和陣風(fēng)因子變化趨勢(shì)較為接近，具有較高的一致性。

圖16 迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)陣風(fēng)因子分布Fig.16 Gust factor distribution on windward and leeward sides

7 結(jié)論

本文通過風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)典型余弦型海島的局部風(fēng)場進(jìn)行研究，得到如下結(jié)論：

（1）坡頂沿高度方向的平均風(fēng)速變化不大，該處風(fēng)剖面指數(shù)非常小，迎風(fēng)側(cè)風(fēng)剖面指數(shù)較小，背風(fēng)側(cè)風(fēng)剖面指數(shù)較大；加速效果靠近坡頂位置尤為突出；坡腰某一位置為加速區(qū)與非加速區(qū)分界線，坡頂處最大加速比在0.4～1 之間，差異系數(shù)較大；坡頂處與平地相應(yīng)位置平均風(fēng)剖面差異性較大，坡腰處風(fēng)剖面差異性較小。

（2）高度一定時(shí)，隨著坡度的增加，0°島脊線差異系數(shù)為0 處有下降趨勢(shì)；坡度一定時(shí)，隨著高度的增加，0°島脊線差異系數(shù)為0 處會(huì)愈加遠(yuǎn)離1/2 坡腰位置下移；坡頂最大加速比隨坡度的增加而增加，在坡度為10°～30°時(shí)增加較明顯；坡頂最大加速比隨高度的增加而增加，在高度為150～300 m 時(shí)增加較明顯。海島迎風(fēng)坡度為25°左右時(shí)，0°島脊線上最大加速比和差異系數(shù)均較大，風(fēng)剖面差異性較大，局部平均風(fēng)效應(yīng)突出，應(yīng)當(dāng)在工程中特別關(guān)注。

（3）湍流強(qiáng)度和陣風(fēng)因子的變化趨勢(shì)具有較高的一致性。在迎風(fēng)側(cè)，湍流強(qiáng)度沿著高度仍具有指數(shù)率分布的趨勢(shì)，而在背風(fēng)側(cè)，湍流強(qiáng)度分布仍需開展更為細(xì)致的研究。在順風(fēng)向和橫風(fēng)向，距定位點(diǎn)200 m高度內(nèi)（即2 倍海島高度）湍流強(qiáng)度變化較大，而豎向的湍流強(qiáng)度受海島地形的影響較?。挥L(fēng)側(cè)的三向湍流強(qiáng)度分布較規(guī)律，而背風(fēng)側(cè)的三向湍流強(qiáng)度分布較為混亂，尤其是在距海島表面100 m 高度內(nèi)，這在背風(fēng)側(cè)海島工程建設(shè)中要特別予以關(guān)注。