由于不确定度阻塞比的影响，同一类型的风速感测器，用大、小风洞测试时，在28 m/s风速点上的实际风速，其结果是不一致的(大风洞测试时实际风速大，小风洞测试时实际风速小)。若将风速感测器在小风洞中的测试结果与阻塞修正係数(用比较法得出)求和后，其实际风速增大。于是得出结论，在小风洞中测试时，对于阻塞係数大于5%的风速感测器，应对测试结果进行阻塞係数修正。

工作在露天的天线，风载是必须考虑的一种主要载荷。风载会造成反射面和背架变形，影响反射面精度，引起偏焦和指向误差。

风载获得的途径主要有风洞试验、现场实测、经验公式计算和计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics，CFD)数值计算。採用经验公式计算误差较大，直接在大气中进行现场实测不方便甚至不大可能，对于较重要的天线结构风载，通常用天线模型进行风洞试验方式获得。然而，在风洞试验中，风洞口径有限，要保证风洞内风场不受洞壁影响以使其流动特性与实际风场相似，模型的大小就要根据风洞口径进行适当选取。随着CFD技术的不断改进，数值计算方法在天线风载计算中得到越来越多的套用。

研究运用CFD方法，使用FLUENT软体，基于Reynolds时均纳维-斯托克斯方程(N-S方程)，採用标準κ-ε湍流模型对天线上的风压分布进行了数值模拟，利用有限体积法和压力校正算法(Semi-ImplicitMethod for Pressure-Linked Equations，SIMPLE)来实现非线性离散化方程组的离散和叠代求解，选取不同口径的计算区域模拟风洞试验，找出合适的阻塞比(实体天线模型的截面积与风洞试验段的截面积之比称为阻塞比)，为进行数值计算及风洞试验提供依据。

本文为近地面的风场，流体为低速、不可压缩的粘性牛顿流体，其基本控制方程N-S方程为基于质量守恆原理的连续方程和基于动量守恆的运动方程。流体内不同尺度的涡造成了湍流物理量的脉动，对于脉动量的影响。广泛採用的方法是时间平均法，即把湍流运动看作由平均流动和脉动流动叠加而成。

图1在GAMBIT中生成的格线纵剖面

对于固体壁面对流场计算的影响，本文选用标準壁面函式(Standard Wall Functions)来修正κ-ε模型，以模拟壁面附近的複杂流动。

图2 阻力係数随阻塞比变化曲线图

数值模拟依据的控制方程是连续方程和纳维-斯托克斯方程(N-S方程)，不考虑热交换，即禁止能量方程。流体介质是低速空气，具有不可压缩性，密度为常数，材料参数使用预设值。对控制微分方程离散时，採用FLUENT软体默认的设定，即採用有限体积法将微分方程分解成一系列关于多个变数的非线性耦合代数方程组，採用一阶迎风格式离散对流项，用具有一阶精度的中心差分格式离散扩散项。对于压力- 速度耦合方程，採用SIMPLE算法实现各联立方程的解耦及压力场和速度场的校正。

混合格线具有很好的灵活性和适应性，易于进行格线自适应，故本文在GAMBIT中採用混合格线对其周围流体划分格线。在流域中採用由面到体的逐级划分，对天线进行细化，远离天线的区域格线逐渐变稀。格线纵剖面如图1所示。

表1 平板天线所受风载的计算数据

天线受到的风载荷由摩擦阻力与压差阻力所组成。本文分析的天线均属于非流线型物体，摩擦阻力比压差阻力小很多，因此主要考虑压差阻力。由于天线完全与风向对称，则只有迎风阻力，而没有升力和侧向力。图2是根据表1得出的阻力係数随阻塞比变化的趋势曲线。

图3 天线附近的气流流线图

由图2变化曲线可以看出，平板天线和抛物面天线在阻力係数随阻塞比变化的趋势上是相似的，只是前者的阻力係数小于后者。并且当天线与风洞的阻塞比小于4%时，阻力係数趋于稳定，变化不明显。这样的趋势也并不随进口风速的变化而发生明显的变化。而且，这种採用数值分析的方法实现天线风洞试验的数值化，是可行的。

现以两天线中的抛物面天线为分析对象，进口风速採用20 m/s，分析阻塞比对风载产生的影响。天线在气流中的情况如图3所示。气流从前方流向天线时，开始气流沿着天线表面，但到达某一点便与天线分离，在天线后面形成充满漩涡的尾流。由于漩涡消耗了部分能量，在漩涡区形成了负压。而在天线前面，流体速度由于物体阻挡而减小，甚至变为零，气流动能转化为压能，故在天线的前面形成了正压。这样，天线前后有一压力差，气流就对天线作用有一合力，此合力在气流方向投影即为风的迎面阻力(忽略摩擦阻力)。

图4 天线风载荷阻塞比变化曲线图

根据表1中的数据，画出进口风速为20 m/s时，抛物面天线迎风面、背风面及总载荷(迎面阻力)随阻塞比的变化趋势曲线，如图4所示。天线侧面所受风载荷很小，故而忽略不计。

图5 天线周围风速矢量图

由图4可以看出，随着阻塞比的变化，迎风面风载变化很小，最大幅度仅为2.62%，天线总载荷主要随着背风面载荷的变化而变化。

通过FLUENT仿真结果的后处理分析，分别研究天线迎风面和背风面风载随不同阻塞比的变化情况。图5是阻塞比分别为25%和4%时的天线周围的风速矢量图。

对比图5a、5b不难发现，在迎风面附近的风速大小和方向几乎是一样的，从下面的图6天线迎风面的压力云图上也可以看出，虽然阻塞比发生了很大变化，但天线迎风面的载荷几乎没什幺变化。

接下来研究背风面风载的变化。背风面风载的大小与尾流有关。尾流的尺寸越大，湍动能就越大，背风面风载也就越大。

图6 天线迎风面的压力云图

对于尾流部分，图5a中由于阻塞比比较大，天线距离风洞壁较近，洞壁干扰大，壁压信息强，气流脱离天线之后随即碰到风洞壁。风洞壁的反射与压缩的干扰作用，使一部分气流转到天线背面,形成较大的漩涡区。尾流尺寸增加，故背面风载荷增加。图5b中，由于阻塞比比较小，气流脱离天线的分离点也比较靠后，脱离后沿速度方向向外自由散开，只有一小部分气流在天线背面附近形成较小的漩涡。

尾流的漩涡以湍动能的形式作用在天线上。下面的图7是阻塞比分别为25%和4%时的天线背风面的湍动能云图，可以看出当阻塞比为25%时，天线背风面的湍动能明显要大于阻塞比为4%时。综合上面图5尾流的情况，由此可以解释图4中天线背风面载荷曲线随阻塞比变化的原因。

研究利用CFD方法，採用FLUENT6软体平台，基于标準κ-ε湍流模型来模拟风洞试验，研究了不同阻塞比下天线风载荷的变化情况，并从中找出了其变化的原因。主要结论如下：

图7 天线背风面的湍动能云图

（1）实体天线模型的截面积小于风洞试验段的4%为佳。这样能较可靠的保证测试数据的準确性。这相对于参考书上5%～8%更为合理。

（2）对于抛物面天线，只是它的阻力係数大于平板天线的阻力係数，而在阻力係数随阻塞比变化的趋势上是一样的。

（3）天线阻力係数随阻塞比变化的趋势，并不受进口风速的影响。

（4）不同的阻塞比主要影响天线背风面的载荷，而对迎风面的风载影响很小，几乎可以忽略不计。如果只是考虑天线迎风面风载的话，阻塞比可以取很大，取25%亦可。

为了提高自动气象观测站风速感测器检定的準确性、可靠性，对使用中的风速感测器进行定期检测是十分重要的工作。套用较为广泛的风速感测器有长春某所生产的EC9-2型风速感测器、天津某厂生产的EL15-1A型风速感测器及EL15-1C型风速感测器。天津某厂生产的风速感测器的阻塞比(阻塞比为被检风速感测器不动部分的投影面积与风洞工作段截面积之比)超过5.0%(JJG 613-89《电接风向风速仪测试规程》和美国ASTM关于《测风感测器性能测试方法标準》中明确规定风速感测器的不动部分投影面积与风洞工作段截面积之比不能大于5.0%，否则会给测试结果带来附加误差)。

迄今为止，中国气象局已经生产认证我省的II型自动气象站，所生产的自动气象站，必须经过检定、合格才能投入台站使用，小风洞是工作段直径为500 mm的风洞，与大风洞(工作段直径为800 mm，截面积为6400 cm²)有一定差距，检定/校準的数据结果也会不同，那幺是否会影响检定结果的準确性，通过调研我国部分省级计量站(所)现有的计量检定情况，发现存在的问题如下：

风速在自动气象站检定的时候，检定数据要以大风洞的检定结果为标準进行修正，面对自动气象站在全国广泛使用的现状，大风洞来检定全国所有的气象感测器是难以实现的。因此，亟需要研究在小风洞检定时数据的修正，通过在小风洞与大风洞的对比检定，找出阻塞修正係数，并判断结果差值间的差距，使计量检定工作达到规範、準确和高效。

指定性能稳定的同一型号风速感测器两台或者多台，分别进行相同多风速点测试，地点首先在大风洞中(工作段直径为800 mm，截面积为6400 cm²)，其次，在小风洞中进行相同的测试，分别计算出每个风速感测器在大风洞及小风洞中测试得出的线性回归方程，在两种测试条件下，可以得出指示风速均为28 m/s时对应的实际风速值，将两种测试条件下的实际风速值，代入公式得每个风速感测器的阻塞修正係数E。

式中:v₀为指示风速为28 m/s大风洞中测试时的实际风速值；v_b为指示风速为28 m/s小风洞测试时的实际风速值。

测试规程规定：两台(或多台)风速感测器计算出来的E值间相差不得超过2%。两次E值的平均值即为风速感测器的阻塞修正係数，去小数点后3位。由表2可知，用比较法得出的阻塞修正係数对小风洞数据修正后，结果接近大风洞的测试数据。

表1 加上阻塞修正(比较法)后测量误差对比