沙障風(fēng)荷載作用下嵌固端受力分析

孫 浩，劉晉浩，黃青青

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沙障風(fēng)荷載作用下嵌固端受力分析

孫 浩，劉晉浩※，黃青青

（北京林業(yè)大學(xué)工學(xué)院，北京 100083）

該文應(yīng)用大渦模擬方法研究不同孔隙度透過性沙障嵌固端受力變化及其周圍流場結(jié)構(gòu)特征。結(jié)果表明，非透過沙障在相同速度的促發(fā)氣流下嵌固端受力遠(yuǎn)高于孔隙沙障，其嵌固端彎矩和剪力最大值分別為40%孔隙率沙障的2倍和1.5倍，為80%孔隙率沙障的16.5倍和14.45倍，沙障嵌固端最大彎矩和剪力值隨孔隙率增大而逐漸減小。在持續(xù)風(fēng)力作用下，沙障嵌固端所受彎矩和剪力大大降低，沙障孔隙率為0時，其最大彎矩和剪力值約為其平均值的9.4倍和6.9倍，而沙障孔隙率為80%時，最大彎矩和剪力值分別約為其平均值的2.3倍與2.5倍。沙障孔隙度在一定范圍內(nèi)變化時，其周圍流場結(jié)構(gòu)有一定的相似性，以50%孔隙率為分界點可以分為2組，每組沙障嵌固端受力各有其相似的變化特征。研究可為沙障設(shè)計插入深度提供理論支撐。

孔隙度；流場結(jié)構(gòu)；數(shù)值方法；透過性沙障；大渦模擬；固沙

0 引 言

土地荒漠化是人類面臨的最嚴(yán)峻的環(huán)境問題之一，設(shè)立沙障在眾多的防風(fēng)固沙方法中占有重要地位。由桿狀生物材料構(gòu)成的格狀沙障固沙效果明顯，成本低，得到大面積推廣應(yīng)用。然而，網(wǎng)格尺寸、埋入深度和沙障高度都根據(jù)實踐經(jīng)驗確定，尚缺乏相應(yīng)的施工規(guī)范。在草沙障鋪設(shè)時，傳統(tǒng)的草沙障施工工藝以人力和鐵鍬為生產(chǎn)工具，鋪設(shè)效率較低，為此，筆者所在課題組研制了固沙裝備，可以模擬人工整草-鐵锨軋草過程，實現(xiàn)沙障鋪設(shè)的機(jī)械化作業(yè)。但當(dāng)前裝備在軋草過程動力傳輸系統(tǒng)耗能巨大，能耗隨軋草深度增大呈非線性增加，因而，改進(jìn)施工工藝，控制軋草深度，節(jié)省鋪設(shè)成本已成為該固沙裝備面臨的關(guān)鍵問題之一。

目前以中科院、蘭州大學(xué)等單位為首，對風(fēng)沙作用過程、風(fēng)蝕過程和風(fēng)積沙過程，沙障對風(fēng)速的減弱機(jī)理和風(fēng)沙作用過程及其控制方法等[1-6]方面的研究較為深入。他們將沙障簡化為透過性墻體，著重研究沙障的防風(fēng)阻沙效果和沙障對風(fēng)沙流結(jié)構(gòu)的影響[7-10]。Zhang等在風(fēng)洞環(huán)境下對孔隙沙障進(jìn)行研究，闡述了沙障對沙粒的影響作用規(guī)律[11-12]；Dong等[13-14]則對透過性沙障的防風(fēng)特性進(jìn)行研究，而對立式沙障的力學(xué)穩(wěn)定性方面卻鮮有涉及。而對立式沙障的力學(xué)穩(wěn)定性方面卻鮮有涉及。作為一種插入沙地的立式沙障，植入于沙地的生物墻體結(jié)構(gòu)主要受風(fēng)荷載和沙地的嵌固力作用，沙障結(jié)構(gòu)必須保證足夠的埋入深度，以防止水平風(fēng)力過大而發(fā)生倒伏，造成沙障破壞。郜永貴等[15]根據(jù)沙障結(jié)構(gòu)的受力特點依據(jù)經(jīng)驗公式估算風(fēng)荷載，并折算出立柱作用于沙面上的彎矩和剪力，從而確定出立柱埋入深度。此方法雖然對工程應(yīng)用有一定的指導(dǎo)意義，但是在估算風(fēng)荷載方面經(jīng)驗程度較高。

從空氣動力學(xué)角度來看，氣流在流經(jīng)沙障時，障前和障后會產(chǎn)生壓力差，從而產(chǎn)生對沙障的水平作用力，透過性沙障周圍的空氣動力特征很早就得到了研究人員的關(guān)注[16-19]。早期的立式沙障模型高度一般在0.61～2.54 m之間，多采用對風(fēng)場擾動較大的風(fēng)杯式風(fēng)速儀進(jìn)行風(fēng)速測量[20-21]。近年來，將小型沙障模型置于風(fēng)洞環(huán)境下，并采用粒子成像測速系統(tǒng)（particle image velocimetry，PIV）進(jìn)行流場測量成為主要的研究方法[22-24]，沙障模型高度一般在20～200 mm之間。PIV系統(tǒng)可以對速度場進(jìn)行直接測量，但不能測量壓力場。Liu等[25-26]應(yīng)用2套PIV系統(tǒng)首先對速度場進(jìn)行測量，并應(yīng)用相鄰4幀粒子圖像來計算粒子加速度，從而推倒出流場的壓力分布，此方法技術(shù)上雖然可以實現(xiàn)，但精度上受圖像采樣頻率很大，并不實用。數(shù)值計算是研究風(fēng)沙流場的一個重要的研究方法，其準(zhǔn)確性已得到了大量的試驗驗證[27-30]。

目前的沙障都是根據(jù)經(jīng)驗鋪設(shè)，插入深度過大會造成不必要的資源浪費(fèi)。理論研究方面，前人都未涉及到立式沙障力學(xué)特性的研究。為了對立式沙障埋入深度設(shè)計提供理論支撐，本文應(yīng)用數(shù)值分析手段，對沙障周圍流場變化進(jìn)行研究，進(jìn)而闡述沙障在風(fēng)荷載作用下，嵌固端受力變化規(guī)律，對裝備固沙工程有重要的實踐意義。

1 數(shù)值方法與幾何模型

本文采用計算流體力學(xué)軟件Fluent16.1模擬透過性沙障的周圍流場。該軟件應(yīng)用有限體積法離散流體控制方程。湍流模型采用LES，亞格子模型采用動態(tài)應(yīng)力的Smagorinsky-Lilly模型。采用SMPLEC算法進(jìn)行壓力速度耦合的求解。

1.1 控制方程

對于不可壓縮流動，笛卡爾坐標(biāo)系下，張量形式的流體控制方程[27]為

式中u為流體的瞬時速度，m/s；，其中為過濾后的大尺度速度，m/s；為過濾后的亞格子尺度速度，m/s；為速度過濾后的動量通量；為流動中流體動量通量的過濾值，m2/s2；x和x為張量的分量，m；為壓力的過濾值，N2/m；為流體密度，kg/m3；為流體運(yùn)動黏度，N·s/m2；表示亞格子應(yīng)力，代表過濾小尺度脈動和大尺度湍流的動量輸運(yùn)，m2/s2；f為質(zhì)量力，m/s2。

為實現(xiàn)大渦模擬計算，需要建立亞格子應(yīng)力的封閉模式。本文采用的亞格子模型為Smagorinsky-Lilly模型，由Smagorinsky首先提出。在Smagorinsky-Lilly模型中，渦黏度控制方程[31]為

式中L為亞格子尺度的混合長度，m；，為大尺度應(yīng)變率張量，s-1。在Fluent軟件中，L為

式中為Karman常數(shù)；為單元到最近的壁面距離，m；C為Smagorinsky常數(shù)；為當(dāng)前的網(wǎng)格尺度，并根據(jù)計算單元的體積計算求出，=1/3。本文中C取值為0.1[31]。

1.2 幾何模型

從以往的風(fēng)洞試驗中不難看出，雖然風(fēng)洞環(huán)境為立體空間，但無論是沙障形態(tài)還是測量手段，都可簡化為二維平面問題。因此，本研究采用二維模型進(jìn)行數(shù)值計算。計算域如圖1所示，其中為沙障高度。

研究表明，氣流在流經(jīng)透過性沙障時，在障前和障后會產(chǎn)生渦流區(qū)，其中障前渦流區(qū)域范圍在障前2～5之間，障后渦流區(qū)域范圍在10～15之間。本算例中為避免入口和出口距離過小而造成尾流計算錯誤，障前尺寸為10，為500 mm，障后尺寸為30，為1 500 mm。計算域高度為500 mm，沙障高度為50 mm，厚度1 mm。

沙障根據(jù)其材料的不同，障體的孔隙率會有很大的不同。本研究選取5種孔隙率的沙障進(jìn)行研究，孔隙率分別為0、20%、40%、60%、80%，0代表沙障不具有透過性。沙障模型如圖2所示。本研究不采用多孔介質(zhì)數(shù)值模型，而是在幾何實體上直接開孔，建立孔隙沙障幾何模型。

1.3 網(wǎng)格劃分

本文采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對計算域進(jìn)行劃分。壁面內(nèi)側(cè)布置網(wǎng)格10層，壁面第1層網(wǎng)格厚度為0.01 mm，經(jīng)計算滿足yplus<1。同時對沙障附近網(wǎng)格進(jìn)行加密，遠(yuǎn)離壁面網(wǎng)格逐漸稀疏，沙障附近網(wǎng)格劃分如圖3所示。

1.4 邊界條件

計算域的上邊界采用滑移邊界，下邊界和沙障壁面采用無滑移邊界條件，左邊界采用速度入口邊界條件，入口風(fēng)速U分布為

式中*為摩阻風(fēng)速，為保證與文獻(xiàn)[32]中的風(fēng)洞環(huán)境有相近的入口邊界條件，本文取值為0.5 m/s。為karman常數(shù)，此處為0.4，為距離地面高度，0取值為d/10，d為沙粒平均直徑，本文取0.5 mm。計算參數(shù)設(shè)置見表1。

表1 數(shù)值模擬參數(shù)設(shè)置

2 結(jié)果與分析

2.1 數(shù)值模型驗證

為驗證數(shù)值計算結(jié)果的可靠性，將本文數(shù)值計算結(jié)果與文獻(xiàn)[32]中的風(fēng)洞試驗結(jié)果進(jìn)行對比。Dong等[32]對孔隙沙障進(jìn)行試驗研究，并采用PIV試驗獲取流場數(shù)據(jù)。試驗在中國科學(xué)院沙漠與沙漠化重點實驗室的非循環(huán)風(fēng)洞進(jìn)行。風(fēng)洞總長37.8 m，截面寬度為0.6 m、高1 m。沙障孔隙率為0，入口風(fēng)速為10 m/s時，尾流區(qū)湍流強(qiáng)度的水平分量和垂直分量沿高度變化如圖4所示。研究采用無量綱的表示方式，豎直方向與水平方向距離用模型高度做歸一化處理。湍流計算方式與文獻(xiàn)[32]相同。如圖4所示，=0截面的湍流強(qiáng)度的數(shù)值計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)差距較大，原因可能在于：1）由于近壁面風(fēng)速梯度較大，測量設(shè)備不能滿足近壁面流場的測量要求，導(dǎo)致測量誤差較大；2）因為本研究中=0的監(jiān)測截面在壁面上，導(dǎo)致壁面上節(jié)點計算湍流強(qiáng)度值為0。遠(yuǎn)離沙障截面處的尾流區(qū)數(shù)值結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，可以反映出真實流場的風(fēng)速脈動統(tǒng)計規(guī)律，說明本文邊界條件，模型網(wǎng)格劃分及參數(shù)取值是可信的，為下文的分析提供可靠性保證。

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果

沙障的水平荷載來源于沙障前后的氣壓差和氣流的拖拽力作用。而本文所使用的模型厚度僅為1 mm，因此氣流的黏滯力作用相對較小，本研究忽略了氣流黏滯力作用，僅考慮沙障前后壁面壓力差值對沙障的荷載作用。定義沙障豎直坐標(biāo)為0的截面為所要分析的截面，及沙障根部。由于本文的模型為二維模型，假定沙障的縱向長度為1 m，取沙障壁面上的節(jié)點氣壓數(shù)據(jù)，并對節(jié)點間進(jìn)行線性插值。然后計算監(jiān)測截面的彎矩和剪力。

2.1.1 嵌固端受力隨時間變化規(guī)律

沙障在風(fēng)荷載作用下，嵌固端主要受剪力和彎矩作用，沙床必須提供足夠的嵌固力以防止沙障發(fā)生倒伏。在促發(fā)的持續(xù)風(fēng)力作用下，沙障受力從無荷載作用到受到持續(xù)荷載作用必然會出現(xiàn)一個變化過程。圖5為沙障嵌固端彎矩和剪力時程圖。采樣間隔為0.001 s。彎矩和剪力按下式計算

式中和F分別為彎矩（N·m）和剪力（N），P()和P()分別為沙障前后壁面的壓力分布函數(shù)，為沙障縱向長度，本文取值為1 m，為沙障壁面任一點的離地高度，m。

a. 彎矩隨時間變化

a. Bending moment change with time

如圖5所示，沙障嵌固端的彎矩和剪力在促發(fā)氣流作用下迅速增大，隨著流場逐漸發(fā)展，沙障周圍逐漸形成相對穩(wěn)定的流場結(jié)構(gòu)，前后壁面壓力差逐漸降低，彎矩和剪力逐漸減小，并最終達(dá)到平穩(wěn)。促發(fā)氣流下，沙障孔隙率對其受力特性有較大影響，隨孔隙率增加而逐漸減小。沙障受力穩(wěn)定后伴有一定的壓力波動，嵌固端受到的彎矩和剪力脈動隨孔隙率降低而明顯增大。將沙障嵌固端受力從最大值降低到穩(wěn)定值所需要的時間定義為穩(wěn)定時間。可以看出，穩(wěn)定時間隨沙障孔隙率增長逐漸降低。沙障孔隙率為0時，沙障受力約在1.5 s后達(dá)到穩(wěn)定，當(dāng)孔隙率為80%時，沙障受力穩(wěn)定時間約為0.15 s，由此可知，沙障孔隙率越高，流場從靜止?fàn)顟B(tài)發(fā)展到成熟流場結(jié)構(gòu)所需的時間越短。

2.2.2 孔隙率對嵌固端彎矩剪力的影響

沙障的迎風(fēng)面積和周圍流場活動對沙障受力特性有顯著的影響。促發(fā)氣流下和穩(wěn)定后沙障嵌固端受力隨孔隙率變化如圖6所示。

從圖6可知，沙障孔隙率較低時，其嵌固端承受的最大彎矩和剪力值遠(yuǎn)高于穩(wěn)定后的彎矩剪力值。孔隙率為0時，最大彎矩和剪力值分別約為其平均值的9.4倍與6.9倍。隨著沙障孔隙率增加，這種差距逐漸減小，沙障孔隙率為80%時，最大彎矩和剪力值分別約為其平均值的2.3倍與2.5倍。促發(fā)氣流下，沙障孔隙率對嵌固端受力有較大影響，嵌固端的彎矩和剪力隨孔隙率增加而逐漸減小，其中孔隙率為0的沙障嵌固端彎矩和剪力最大值分別為40%孔隙率沙障的2倍和1.5倍，為80%孔隙率沙障的16.5倍和14.45倍。相對而言，流場發(fā)展穩(wěn)定后，孔隙率對平均彎矩與剪力影響程度較弱。

在實際工況下，沙障嵌固端設(shè)計插入深度主要受最大彎矩和剪力控制，文獻(xiàn)[7]提出的沙障插入深度設(shè)計方法中，首先根據(jù)風(fēng)速計算基本風(fēng)力強(qiáng)度，然后將其乘以沙障體形系數(shù)及其他分項系數(shù)，計算出沙障根部所承受的剪力彎矩值，最終計算插入深度，其中沙障體形系數(shù)的選擇沒有相關(guān)依據(jù)，由此算出的彎矩剪力值也有很大的經(jīng)驗性與隨機(jī)性。為了對沙障嵌固端剪力與彎矩計算提供理論支撐，可將最大彎矩和剪力值隨孔隙率變化按式（8）進(jìn)行擬合，對其取值進(jìn)行量化。對彎矩和剪力做回歸分析，其2均大于0.99（<0.01），說明此函數(shù)能較好的表征沙障嵌固端彎矩與剪力隨孔隙率變化規(guī)律。

式中y為彎矩（N·m）或剪力（N）；為孔隙率，%；、和為擬合參數(shù)。

沙障在風(fēng)力作用下，嵌固端受力在小范圍內(nèi)呈波動狀態(tài)，因此可以分解為平均力和脈動力。脈動強(qiáng)度為

表2 波動強(qiáng)度隨孔隙率變化

如表2所示，除孔隙率為80%外，波動強(qiáng)度隨孔隙率增大而逐漸減小。其中孔隙率為20%、40%和60%的波動強(qiáng)度較相近，而孔隙率為0的波動強(qiáng)度大大高于其他組，孔隙率為0的沙障嵌固端承受的彎矩與剪力波動強(qiáng)度比20%孔隙率的沙障分別高50%與100%。孔隙率為80%時，波動強(qiáng)度反而有所增加。從圖5可以看出，沙障孔隙率為80%時，其彎矩和剪力的波動幅度最低，但由于其受到的水平荷載也相對較小，導(dǎo)致相對波動強(qiáng)度有所提高。

2.2.3 透過性沙障障后流場結(jié)構(gòu)

鈍體繞流是風(fēng)工程中的經(jīng)典問題，不同形狀的鈍體會形成相應(yīng)的流場結(jié)構(gòu)特征，氣流的分離與尾流區(qū)渦的形成與耗散直接表現(xiàn)為風(fēng)速的脈動變化過程。沙障承受的水平荷載及其脈動規(guī)律最終可歸結(jié)為沙障周圍流場分布變化。沙障前后的湍流強(qiáng)度、渦旋結(jié)構(gòu)的形成及脫落與沙障受力密切相關(guān)。研究表明，鈍體后部渦旋的大小及其脫落頻率對鈍體的脈動風(fēng)壓有重要影響。圖7為透過性沙障后部流場分布圖。

平板繞流是流體力學(xué)中的經(jīng)典問題，但以往的研究中，平板的孔隙率都為0，為實心平板。由圖7可以看出，流場中鈍體孔隙率對流場結(jié)構(gòu)有很大的影響，實心平板與孔隙平板呈現(xiàn)出完全不同的氣動力學(xué)特征。當(dāng)孔隙率為0時，障后流場結(jié)構(gòu)相對簡單，沙障頂部形成以尺寸較大的主渦，而沙障根部有1次渦形成。當(dāng)鈍體結(jié)構(gòu)具有透過性時，流場結(jié)構(gòu)變得相對復(fù)雜，氣流從平板間的孔隙流過，可看作為多個尺寸相同的平行鈍體繞流問題，且鈍體間距離較近，導(dǎo)致鈍體間繞流結(jié)構(gòu)相互影響，最終在尾流形成隨機(jī)的渦旋結(jié)構(gòu)。透過性沙障近壁面處都有小渦生成，受相鄰鈍體影響較弱，且隨著孔隙率增大，近壁面渦尺寸逐漸減小，其尺寸與鈍體垂直風(fēng)向的長度密切相關(guān)。而遠(yuǎn)離壁面處由于渦流結(jié)構(gòu)相互影響，其合并與耗散作用較為復(fù)雜，形成隨機(jī)的渦旋結(jié)構(gòu)，孔隙率為20%和40%沙障后部流場尤為顯著。孔隙率為60%和80%時，由于鈍體之間距離較遠(yuǎn)，且鈍體尺寸較小，尾流區(qū)影響相對較弱，在近壁面處可看作為相互影響較弱的多個獨立鈍體繞流問題，孔隙率為80%的沙障尤為符合這一假設(shè)，在沙障后部一段距離內(nèi)形成平行的渦階氣流結(jié)構(gòu)。

沙障所承受的脈動作用力與近壁面渦的大小及脫落頻率密切相關(guān)，且受到主渦旋影響較大。孔隙率為0時，主渦旋尺寸較大，抵抗氣流變化能力較強(qiáng)，渦的脫落與形成頻率相對較低，對于沙障而言直接表現(xiàn)為作用力脈動幅度較大，且脈動頻率較低，這個現(xiàn)象可以由圖5看出，由于障后主渦尺寸遠(yuǎn)高于其他透過性沙障后的主渦尺寸，導(dǎo)致孔隙率為0的沙障震動幅度大大高于孔隙沙障，且振動頻率相對較低。孔隙率為20%時，由于孔隙存在，導(dǎo)致主渦尺寸急劇縮小，障后壁面上的小渦形成與脫落頻率大幅度提高，導(dǎo)致其受力特點與孔隙率為0的沙障受力差距較大。由圖5可以看出，沙障根部受力脈動強(qiáng)度相對于孔隙率為0的沙障大幅降低，且脈動頻率大幅度提高，體現(xiàn)出振幅小頻率高的脈動特征。從障后氣流結(jié)構(gòu)來看，孔隙沙障后部流場結(jié)構(gòu)按相似性大致可分為2組，透過率為20%與40%時為一組，沙障孔隙率為60%與80%時為另一組，即由50%透過率劃分為2組。圖6和圖7也可看出，每組沙障嵌固端受力的相似性特征。

3 結(jié)論與討論

在土木工程中，承受水平荷載較大的結(jié)構(gòu)，一般要進(jìn)行地基抗傾覆驗算，以保證結(jié)構(gòu)安全，而相對準(zhǔn)確的估算結(jié)構(gòu)水平荷載，是驗算工作的必要條件。本文的數(shù)值計算及果表明，沙障的嵌固端荷載和孔隙率不是簡單的線性變化關(guān)系，而是符合指數(shù)函數(shù)變換規(guī)律，這一結(jié)果可以對沙障水平荷載的計算提供理論支撐。

本文應(yīng)用大渦模型對孔隙率為0、20%、40%、60%和80%沙障的周圍流場進(jìn)行計算，分析沙障嵌固端受力隨沙障孔隙率變化規(guī)律，并通過分析障后渦流尺寸及運(yùn)動變化，闡述沙障受力變化機(jī)理，得到以下結(jié)論：

1）非透過沙障在相同速度的促發(fā)氣流下受力遠(yuǎn)高于高透過率沙障，其嵌固端彎矩和剪力最大值分別為40%孔隙率沙障的2倍和1.5倍，為80%孔隙率沙障的16.5倍和14.45倍。

2）沙障在持續(xù)風(fēng)力作用下，嵌固端承受的最大彎矩與剪力高于其平衡狀態(tài)下的彎矩剪力值，隨著沙障透過率增大，其差距逐漸降低。其中，孔隙率為0時，最大彎矩和剪力值分別約為其平均值的9.4倍與6.9倍，而沙障孔隙率為80%時，最大彎矩和剪力值分別約為其平均值的2.3倍與2.5倍。

3）沙障孔隙率對沙障嵌固端受力變化的影響可以由沙障周圍流場結(jié)構(gòu)變化來解釋，障后近壁面流場主渦尺寸隨透過性增加而逐漸降低。大尺寸渦對其運(yùn)動變化的抵抗能力更強(qiáng)，導(dǎo)致非透過性沙障嵌固端受力大小和脈動強(qiáng)度遠(yuǎn)高于孔隙沙障。

4）不同孔隙率范圍內(nèi)的孔隙沙障后部流場結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)相似性，可以由50%透過率劃分為2組，每組各自有其相似性特征，直接表現(xiàn)為沙障嵌固端受力變化規(guī)律的相似性。

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Numerical analysis for force at embedded end of sand barrier under wind loads

Sun Hao, Liu Jinhao※, Huang Qingqing

(100083,)

Inserted depth is an important parameter in sand fence engineering. In order to provide a theoretical support for inserted depth of sand fence, the sand fence with different porosity was studied by using LES method. Five kinds of sand fence were selected as the research objects with the porosity of 0, 20%, 40%, 60% and 80%. The height of sand fence was 50 mm. Boundary condition was of great importance to the simulation of the flow structure around the sand fence, the large eddy model (LES) was employed as the turbulence model. The gas phase had been simplified with the influence of sand particles ignored. It was treated as incompressible gas, and its flow was assumed to be in transition state. The velocity at inlet of calculation domain followed the logarithm distribution and the friction velocity was 0.5 m/s. The SIMPLIC method was employed for flow field prediction. Ten layers were arranged near wall and the height of the first layer was 0.01 mm, and yplus was less than 1. The top boundary of calculation domain was slip wall boundary, and the bottom was nonslip wall boundary. The turbulence numerical results for sand fence with the porosity 0 were compared with the experimental results of a similar study that was conducted in a blowing sand wind tunnel at the Key Laboratory of Desert and Desertification of Chinese Academy of Sciences. The particle image velocimetry (PIV) was employed to determine mean velocity and the turbulence fields were calculated by the velocity. The numerical model was well verified. Then, the variation of bending moment and shear force with porosity and the flow structure around the fence were analyzed. The results showed that the bending moment and shear force on the embedded end of sand fence without pores was much higher than that for the sand fence with pores under the sudden air flow with same velocity, and its maximum bending moment and shear force on the embedded end were 2 and 1.5 times of that with 40% porosity, and were 16.5 and 14.45 times of that with 80% porosity. The maximum bending moment and shear force on the embedded end decreased with increasing porosity. The bending moment and shear force decreased greatly under continuous wind forces. When the porosity of sand fence was 0, its maximum bending moment and shear force on the embedded end was about 9.4 and 6.9 times of the mean under the continuous wind forces. When the porosity of sand fence was 80%, its maximum bending moment and shear force on the embedded end was about 2.3 and 2.5 times of the mean under the continuous wind forces. The size of the main vortex behind the sand fence decreased with the increase of the porosity. Large eddy had a stronger resistance to its movement change, causing the lager bending moment and shear force at the embedded end of sand fence with 0 porosity compared to the sand fence which has porosity. When the porosity was less than 50%, there was no obvious main vortex structure in the rear of the sand fence and its flow structure was similar to that for the single plate. The flow structure around the sand barrier with closed porosity had similar appearance, and it could be divided into 2 groups by the porosity of 50%, and the stress in each of the group had the similar varying characteristics.

porosity; flow structure; numerical methods; porous fences; large eddy simulation; sand fixation

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.02.020

S157.1; U216.41+3

A

1002-6819(2017)-02-0148-07

2016-04-07

2016-10-10

國家科技支撐計劃項目-林業(yè)生態(tài)科技工程（2015BAD07B00）

孫 浩，男，黑龍江人，博士生，主要從事環(huán)境流體力學(xué)、風(fēng)沙物理學(xué)研究。北京北京林業(yè)大學(xué)工學(xué)院，100083。Email：251045257@qq.com

劉晉浩，北京人，男，教授，博士生導(dǎo)師。主要從事林業(yè)裝備自動化及智能化研究。北京 北京林業(yè)大學(xué)工學(xué)院，100083。 Email：liujinhao@vip.163.com

孫 浩，劉晉浩，黃青青. 沙障風(fēng)荷載作用下嵌固端受力分析[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報，2017，33(2)：148－154. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.02.020 http://www.tcsae.org

Sun Hao, Liu Jinhao, Huang Qingqing. Numerical analysis for force at embedded end of sand barrier under wind loads[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2017, 33(2): 148－154. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.02.020 http://www.tcsae.org