風(fēng)沙流環(huán)境地表剪切力測量

黃寧，楊博，何畏，張潔 2,*

1.蘭州大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，蘭州 730013

2.蘭州大學(xué) 西部災(zāi)害與環(huán)境力學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，蘭州 730013

3.溫州理工學(xué)院 建筑與能源工程學(xué)院，溫州 325035

0 引言

近年來，研究者開始認(rèn)識(shí)到地表剪切力脈動(dòng)值對(duì)風(fēng)沙流中沙粒的影響不能忽略[9-10]。在沙粒起動(dòng)方面，通過風(fēng)沙流環(huán)境野外實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：真實(shí)風(fēng)沙運(yùn)動(dòng)中的沙粒起動(dòng)具有間歇性[11-12]，單純的地表剪切力平均值不能很好地反映間歇性現(xiàn)象，對(duì)輸沙率預(yù)測會(huì)產(chǎn)生影響。在沙粒輸運(yùn)方面，研究者對(duì)躍移輸沙通量（工程與科學(xué)研究共同關(guān)注的重要宏觀物理量）進(jìn)行了深入研究，針對(duì)不同工況及環(huán)境得到了一系列輸沙率公式[13-15]。通過對(duì)比研究發(fā)現(xiàn)，輸沙率與摩阻風(fēng)速的三次方成正比，兩者之間存在密切的聯(lián)系。對(duì)于這種非線性關(guān)系，平均值顯然不能很好地反映輸沙率的變化。另外，在野外環(huán)境下，由溫度的日變化等帶來的風(fēng)速劇烈變化會(huì)導(dǎo)致地表剪切力平均值的研究價(jià)值降低。例如，對(duì)于地表加熱不均勻而產(chǎn)生的塵卷風(fēng)，地表剪切力平均值就無法真實(shí)反映其內(nèi)在機(jī)理。在沙粒沉降方面，沉降末速度是一個(gè)重要參數(shù)，會(huì)對(duì)沉積通量產(chǎn)生影響。通過對(duì)幾種沉積方案的研究發(fā)現(xiàn)：地表剪切力對(duì)沉降末速度存在重要影響[16-17]。同樣，由于沉降末速度與摩阻風(fēng)速之間的非線性關(guān)系，基于地表剪切力平均值的研究可能不足以實(shí)現(xiàn)對(duì)沉積通量的準(zhǔn)確估計(jì)。

測量風(fēng)沙流中的地表剪切力脈動(dòng)時(shí)間序列，對(duì)于風(fēng)沙物理研究具有重要意義。研究者針對(duì)風(fēng)沙流環(huán)境地表剪切力已經(jīng)進(jìn)行了大量測量。在環(huán)境復(fù)雜惡劣的野外實(shí)驗(yàn)中，一般使用三維超聲風(fēng)速儀測量風(fēng)速，進(jìn)而推導(dǎo)出地表剪切力。而在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中，由于空間分辨率不足，無法使用超聲風(fēng)速儀精確測量地表剪切力脈動(dòng)時(shí)間序列。針對(duì)這一問題，Irwin 模仿普雷斯頓管式表面摩擦計(jì)[18]發(fā)明了Irwin 探頭[19]，其測量基于垂直于地表的探頭細(xì)管頂端與地表之間壓差是摩阻風(fēng)速的指數(shù)函數(shù)的原理，通過測量壓差即可得到摩阻風(fēng)速。在測量風(fēng)沙流環(huán)境地表剪切力平均值的實(shí)驗(yàn)中，Irwin 探頭的表現(xiàn)令人滿意；但由于其測量的是近地表不同高度處通過氣體傳播的壓差，壓力信號(hào)存在延遲，使得Irwin 探頭對(duì)地表剪切力的瞬時(shí)響應(yīng)速度較低。經(jīng)過多年發(fā)展，基于電信號(hào)的測量手段逐漸發(fā)展成熟。其中，熱膜傳感器的測量精度得到明顯提升，已經(jīng)廣泛應(yīng)用于飛行器、潛水器的表面阻力測量[20-24]。帶有保護(hù)層的熱膜傳感器抗干擾能力更強(qiáng)，對(duì)沙粒撞擊具有一定抵擋作用，在氣固兩相流地表剪切力測量中應(yīng)用潛力較大。

本文通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證熱膜地表剪切力測試儀的測量精度，評(píng)估其在風(fēng)沙流環(huán)境下的表現(xiàn)及風(fēng)沙流對(duì)熱膜傳感器的影響。通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)，測量方柱繞流分離區(qū)內(nèi)的地表剪切力空間分布情況，并與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證熱膜傳感器測量復(fù)雜流場環(huán)境下地表剪切力的準(zhǔn)確性。

1 測量原理簡介

以熱膜傳感器測量地表剪切力，是通過測量壁面與流體之間的熱傳導(dǎo)實(shí)現(xiàn)的。使用熱膜傳感器需滿足3 個(gè)前提條件：1）熱膜傳感器足夠薄且緊貼被測對(duì)象表面，其對(duì)流場的影響可以忽略；2）工作溫度低于100 ℃，可忽略輻射傳熱，且不會(huì)對(duì)流體性質(zhì)及流動(dòng)特性造成影響；3）熱膜傳感器的發(fā)熱單元在流向上足夠短，其產(chǎn)生的溫度邊界層厚度δT遠(yuǎn)小于速度邊界層厚度δ。本文使用的熱膜傳感器以聚酰亞胺箔（PI）作為基板，將1 μm 熱敏鎳（Ni）磁控濺射于PI 箔上，再采用光刻及濕法蝕刻工藝將傳感器元件進(jìn)行圖案化。傳感元件長3 mm，寬50 μm，熱膜總厚度不超過80 μm。該傳感器的有效響應(yīng)頻率可達(dá)到4 kHz，結(jié)合風(fēng)沙流研究特點(diǎn)及實(shí)際測量環(huán)境，將測試頻率設(shè)置為2 kHz，該頻率已足以反映測量過程中風(fēng)沙流環(huán)境下地表剪切力的相關(guān)信息。熱膜裝置如圖1所示。

圖1 熱膜裝置Fig.1 Illustration of hot-film

1.1 熱膜傳感器標(biāo)定關(guān)系

以二維定常流為例推導(dǎo)標(biāo)定關(guān)系式。式（1）和（2）分別為層流邊界層微分方程和能量積分方程：

式中：k 為熱傳導(dǎo)系數(shù)；Cp為定壓比熱；T 為傳感器溫度，T∞為來流溫度；p、ρ分別為流體壓力和密度；u、v 分別為流向速度、垂向速度；υ、μ分別為運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)、動(dòng)力黏性系數(shù)；下標(biāo)w 表示物理量在壁面處的值。由前述第3 個(gè)前提條件（即δT?δ），可將式（1）簡化為：

對(duì)式（3）積分，代入邊界條件y=0 和τ=τw（τw表示高度為0 時(shí)地表剪切力的邊界條件）可得：

將式（4）代入式（2）可得：

式中，Prandtl 數(shù)Pr=Cpμ/k，熱膜單位面積熱傳導(dǎo)率qw(x)=-k(?T/?y)w。式中積分可用Curle 法求解。假設(shè)：

式中，Tw為y=0 時(shí)的溫度值。由δT?δ可得：

其中，高度的無量綱值η=y/δT和λ=-qwδT/k(Tw- T∞)為溫度邊界層的形式參數(shù)。由式（6）和（7）可得式（5）的第一個(gè)積分結(jié)果為：

假設(shè)Tw和qw為x 的階躍函數(shù)，可以得到：

式中：L 為熱膜的有效長度；Qw為熱膜與流體之間傳遞的總熱量；ΔT 為來流溫度與壁面溫度差值。假設(shè)靜壓梯度很小，即dp/dx≈0，可將式（11）簡化為：

式中，Qw等于熱膜電阻發(fā)熱產(chǎn)生的熱能I2R 減去壁面熱損失Q'，則式（12）可寫作：

以上推導(dǎo)過程中使用了若干假設(shè)，且風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中難以測量地表的熱損失，因此通過式（13）無法直接得出地表剪切力，需通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定。根據(jù)式（13），假設(shè)標(biāo)定關(guān)系為如下形式：

式中，A1和B 為標(biāo)定時(shí)需確定的參數(shù)。實(shí)際上，熱膜地表剪切力測試儀的工作原理與恒溫式熱線風(fēng)速儀相同，通過測量電橋電壓得到τw，此時(shí)Tw為恒定值。若來流溫度T∞的變化忽略不計(jì)，則式（14）可寫作：

式中：A2為標(biāo)定參數(shù)；E 為電橋電壓，即式（14）中I2R。在實(shí)際測量中，一般采用如下形式：

式中，E0為無風(fēng)狀態(tài)下電橋電壓讀數(shù)，A 和B 為標(biāo)定參數(shù)。

2 熱膜地表剪切力測試儀的標(biāo)定和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在航天飛行器、潛艇等測量環(huán)境下，熱膜地表剪切力測試儀的準(zhǔn)確性已經(jīng)得到證實(shí)[20-24]，但在風(fēng)沙流環(huán)境的惡劣條件下，其準(zhǔn)確性仍需進(jìn)一步驗(yàn)證。本文對(duì)熱膜傳感器進(jìn)行了標(biāo)定，通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證其測量結(jié)果的準(zhǔn)確性，同時(shí)驗(yàn)證其在承受沙粒撞擊過程中工作的穩(wěn)定性。

2.1 實(shí)驗(yàn)布置

如圖2所示，在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)段鋪設(shè)木板，形成光滑平坦地表，以進(jìn)行標(biāo)定和測試實(shí)驗(yàn)。在地表上方相同高度布置皮托管和二維熱線探頭，并將兩者安裝于移動(dòng)坐標(biāo)架上，以測量不同高度處的流動(dòng)信息。在地表沿流向布置3 個(gè)熱膜傳感器，探頭間距5 cm。對(duì)皮托管、二維熱線探頭和熱膜傳感器進(jìn)行同步觀測，熱膜傳感器的采樣頻率為2 kHz，采樣時(shí)間為3 min。

圖2 實(shí)驗(yàn)布置圖Fig.2 Experimental setup

2.2 熱膜傳感器與熱線探頭測量結(jié)果對(duì)比

在風(fēng)沙流環(huán)境下，對(duì)儀器抗干擾能力有著較高要求，因此需對(duì)熱膜傳感器的測量精度進(jìn)行驗(yàn)證，并評(píng)估風(fēng)沙中運(yùn)動(dòng)沙粒對(duì)熱膜測量結(jié)果的影響程度。實(shí)驗(yàn)中，以皮托管測量風(fēng)速廓線，并通過壁面率計(jì)算出5 種不同風(fēng)速下的地表剪切力，與熱膜傳感器測量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，最終完成標(biāo)定。圖3 為實(shí)驗(yàn)中3 個(gè)熱膜傳感器（No.1～No.3）在5 種不同風(fēng)速下的標(biāo)定結(jié)果，同時(shí)還使用式（16）進(jìn)行了線性擬合。

圖3 不同風(fēng)速下熱膜傳感器的標(biāo)定結(jié)果Fig.3 Calibration results of hot-film probes at different velociies

圖4 熱膜傳感器與二維熱線探頭測量結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of hot-wire and hot-film probe

圖5 沙粒撞擊對(duì)熱膜傳感器測量結(jié)果的影響Fig.5 Effect of particle impact on measurement results of hot-film probe

3 熱膜測量結(jié)果與數(shù)值模擬對(duì)比

為進(jìn)一步驗(yàn)證熱膜傳感器的測量精度，本節(jié)以方柱繞流算例結(jié)果與熱膜傳感器測量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。方柱擾流實(shí)驗(yàn)設(shè)置如圖6所示，在熱膜傳感器上游布置一個(gè)方柱（5 cm×5 cm×10 cm）。實(shí)驗(yàn)中，改變方柱與熱膜傳感器之間的距離，在方柱的每個(gè)位置上測量3 min，對(duì)測量結(jié)果進(jìn)行時(shí)間平均，即可得出方柱后方地表剪切力平均值隨方柱與熱膜傳感器之間距離的變化情況。

圖6 方柱繞流實(shí)驗(yàn)布置圖Fig.6 Experimental setup of flow around a square column

針對(duì)上述實(shí)驗(yàn)工況，基于OpenFOAM 開源代碼中求解不可壓縮流體的瞬態(tài)求解器進(jìn)行了數(shù)值模擬。數(shù)值模擬的計(jì)算域和網(wǎng)格劃分如圖7所示，計(jì)算域設(shè)置為1.0 m×1.0 m×2.5 m，在地表和方柱附近進(jìn)行了網(wǎng)格加密。設(shè)置入口風(fēng)速u∞=12 m/s，計(jì)算時(shí)長為25 s。湍流模型為IDDES（k–ωShear Stress Transport(SST)–Improved Delayed Detached Eddy Simulation），該模型被廣泛應(yīng)用于復(fù)雜流場的湍流計(jì)算，準(zhǔn)確性已經(jīng)得到驗(yàn)證。

圖7 數(shù)值模擬網(wǎng)格Fig.7 Grid division of numerical simulation

在求解湍流過程中，近壁面區(qū)域使用RANS 模型進(jìn)行計(jì)算，遠(yuǎn)離壁面區(qū)域則使用LES 模型，以盡量確保數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。圖8 為方柱繞流的地表剪切力云圖（x、y 分別為流向和展向坐標(biāo)），從圖中可以清晰分辨出方柱后方的湍流結(jié)構(gòu)。數(shù)值模擬能夠較為精確地反映方柱后方的地表剪切力變化情況，從而對(duì)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

圖8 數(shù)值模擬中的地表剪切力分布Fig.8 Spatial distribution of wall shear stress in numerical simulation

從圖9 可以看到，通過實(shí)驗(yàn)得到的方柱后方不同距離（s）處的摩阻風(fēng)速和數(shù)值模擬結(jié)果之間能夠較好地匹配，這從另一個(gè)角度證明了熱膜傳感器的準(zhǔn)確性。

圖9 實(shí)驗(yàn)得到的方柱繞流摩阻風(fēng)速與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Fig.9 Comparison between wind tunnel experiment and numerical simulation results of the friction velocity of flow behind a square column

4 熱膜地表剪切力測試儀在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中的應(yīng)用

前文介紹了熱膜地表剪切力測試儀的工作原理，對(duì)其準(zhǔn)確性和抗干擾能力進(jìn)行了分析，證明了其在風(fēng)沙流環(huán)境下測量地表剪切力脈動(dòng)值的可行性。本節(jié)采用熱膜地表剪切力測試儀，在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中對(duì)風(fēng)沙流不同發(fā)展階段的地表剪切力進(jìn)行測量。

圖10 為風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)示意圖。風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)段長度為22 m，工作截面尺寸為1.30 m×1.45 m。在風(fēng)洞中，沿流向鋪設(shè)了寬0.5 m、厚0.08 m 的沙床，沿風(fēng)洞軸線布置了寬為3 cm 的金屬方管，方管上表面與沙面平齊。在方管上表面沿流向粘貼11 個(gè)熱膜傳感器，對(duì)風(fēng)沙流中的流體剪切力τa進(jìn)行測量（在風(fēng)沙流中，地表剪切力τ分為沙粒剪切力τp和流體剪切力τa，此處測量的地表剪切力為流體剪切力τa）。實(shí)驗(yàn)風(fēng)速設(shè)定為12.3 m/s。

圖10 風(fēng)沙流環(huán)境地表剪切力測量風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.10 Schematic of measurement of wall shear stress in windblown environment

圖11 地表剪切力隨流向位置的變化Fig.11 Variation of wall shear stress with flow direction position

式中：實(shí)驗(yàn)參數(shù)AN=0.111；修正參數(shù)[26]γ=2.9×10-4N/m；ρa(bǔ)為空氣密度，dp、ρp分別為沙粒粒徑和密度。

從圖11 可以看出：在沙床的起始位置（x <3 m；沙床前緣起始處為x=0 m），地表剪切力的平均值高于地表剪切力流體起動(dòng)臨界值τft，沙粒起動(dòng)以流體起動(dòng)為主；隨著風(fēng)沙流的發(fā)展，進(jìn)入空中和落回沙床的沙粒越來越多，沙粒落地沖擊地表，沙粒起動(dòng)變?yōu)橐詻_擊起動(dòng)為主，此時(shí)地表剪切力平均值小于地表剪切力流體起動(dòng)臨界值，這與目前風(fēng)沙物理學(xué)中的普遍認(rèn)知相同。通過上述實(shí)驗(yàn)，證明熱膜傳感器可以對(duì)風(fēng)沙流環(huán)境下的地表剪切力進(jìn)行測量。

5 結(jié)論

本文介紹了熱膜傳感器的工作原理，推導(dǎo)了標(biāo)定公式，對(duì)其測量風(fēng)沙流環(huán)境地表剪切力的可行性進(jìn)行了驗(yàn)證，提出了在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中采用熱膜地表剪切力測試儀測量風(fēng)沙流環(huán)境地表剪切力脈動(dòng)值的技術(shù)。通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬，驗(yàn)證了熱膜地表剪切力測試儀的準(zhǔn)確性，對(duì)沙粒撞擊引入測量的噪聲信號(hào)進(jìn)行了評(píng)估。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，熱膜傳感器與二維熱線探頭測量的摩阻風(fēng)速相差不超過6.6%，風(fēng)沙流中沙粒撞擊產(chǎn)生的噪聲信號(hào)比實(shí)際測量輸出信號(hào)低一個(gè)數(shù)量級(jí)，數(shù)值模擬結(jié)果與熱膜傳感器測量結(jié)果具有較好的一致性。在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中實(shí)現(xiàn)了風(fēng)沙流環(huán)境地表剪切力的實(shí)際測量，得出了風(fēng)沙流環(huán)境下地表剪切力沿流向的空間分布規(guī)律。以上結(jié)果表明，熱膜地表剪切力測試儀是一種可靠的、可用于風(fēng)沙運(yùn)動(dòng)研究的地表剪切力測量儀器。