鐘永力，晏致濤,,*，李 妍，楊小剛，蔣 森

1.重慶科技學(xué)院 建筑工程學(xué)院，重慶 401331；2.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045

0 引 言

下?lián)舯┝魇且环N在雷暴天氣中由強(qiáng)下沉氣流猛烈沖擊地面而形成并沿地表傳播的近地面短時(shí)破壞性強(qiáng)風(fēng)[1]。在雷暴天氣中，發(fā)生微下?lián)舯┝鞯母怕士蛇_(dá)60%～70%，產(chǎn)生的近地面強(qiáng)風(fēng)最大風(fēng)速可超過60 m/s。在世界范圍內(nèi)，下?lián)舯┝髟斐闪舜罅抗こ探Y(jié)構(gòu)物的破壞[2]。

下?lián)舯┝骶哂休^強(qiáng)的突發(fā)性，較難記錄實(shí)際的下?lián)舯┝魇录?，因此，風(fēng)洞試驗(yàn)是研究下?lián)舯┝鞯闹饕侄?。?shí)驗(yàn)室研究下?lián)舯┝髌毡椴捎脹_擊射流裝置。早期，沖擊射流裝置主要用于模擬平穩(wěn)風(fēng)場(chǎng)特性，由于水平放置，一定程度上會(huì)受到地面的影響。之后，通過將噴嘴懸掛于足夠高處，盡量排除了地面的影響[3]。此類試驗(yàn)在后續(xù)研究中得到了進(jìn)一步改進(jìn)，形成了移動(dòng)式壁面射流裝置[4-5]。同時(shí)，可以通過控制沖擊射流閥門的開啟速度來實(shí)現(xiàn)非穩(wěn)態(tài)的下?lián)舯┝髂M[6]。國(guó)內(nèi)對(duì)下?lián)舯┝鞯奈锢砟M相對(duì)較晚。浙江大學(xué)[7]與中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心[8]建成了類似的動(dòng)量沖擊射流裝置。

從物理模型角度而言，沖擊射流是模擬下?lián)舯┝鞯倪壿嬒嗨颇Ｐ汀Ｈ欢?，由于?shí)驗(yàn)室條件的限制，很難采用沖擊射流對(duì)下?lián)舯┝鏖_展大尺度、較快平移速度的試驗(yàn)研究。即便能夠快速移動(dòng)，試驗(yàn)縮尺比也較小，需要較大的試驗(yàn)空間。目前，國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)中最大的噴嘴直徑為4.5 m[9]，對(duì)于如此大的設(shè)備，模擬下?lián)舯┝鞯钠絼?dòng)（速度可達(dá)水平風(fēng)速的1/3）是非常困難的。

由于下?lián)舯┝鞒隽鞫蔚钠骄L(fēng)速剖面符合典型的平面壁面射流特征，Lin 等[10]提出了一種新的物理模型，采用壁面射流裝置研究了二維平面內(nèi)的下?lián)舯┝鞒隽鞫蔚牧鲌?chǎng)特征，并在常規(guī)邊界層風(fēng)洞中對(duì)下?lián)舯┝鞒隽鞫芜M(jìn)行了模擬[11]，實(shí)現(xiàn)了傳統(tǒng)風(fēng)洞試驗(yàn)中的幾何縮尺（1∶100～1∶250）。但前期的研究尚未考慮下?lián)舯┝髦欣妆┰频钠絼?dòng)作用。段旻等[12]通過一個(gè)縮聚裝置在邊界層風(fēng)洞中得到了壁面射流，模擬了下?lián)舯┝髌骄L(fēng)速剖面；辛亞兵等[13]采用類似裝置研究了穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝髯饔孟碌拇罂邕B續(xù)剛構(gòu)橋風(fēng)振響應(yīng)。

現(xiàn)有下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)模擬試驗(yàn)裝置大部分僅模擬下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)，而對(duì)下?lián)舯┝鞯姆欠€(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)模擬較少。實(shí)際上，空間層面的下?lián)舯┝魇侨S的，產(chǎn)生的渦系是環(huán)狀擴(kuò)散的，而采用帶協(xié)同流的壁面射流模型僅能模擬二維平面流動(dòng)情況。為了評(píng)估采用二維壁面射流模擬三維下?lián)舯┝鞒隽鞫物L(fēng)場(chǎng)的準(zhǔn)確性，Lin 等[10]對(duì)理想下?lián)舯┝鞒隽鞫蔚亩S性假設(shè)進(jìn)行了驗(yàn)證，研究表明平面壁面射流與徑向沖擊射流在橫風(fēng)向的誤差完全可以忽略；即使存在較大的分流角度，陣風(fēng)前端產(chǎn)生的正面曲率效應(yīng)對(duì)下?lián)舯┝髦行木€（移動(dòng)路徑）流場(chǎng)的影響也非常微弱?？傮w來看，壁面射流模型與下?lián)舯┝鞯牧鲃?dòng)機(jī)制并不完全相同，但在造成結(jié)構(gòu)物破環(huán)的主要區(qū)域—出流段—采用壁面射流模型完全能夠模擬下?lián)舯┝鞒隽鞫物L(fēng)場(chǎng)的主要特征。

根據(jù)Joint Airport Weather Studies（JAWS）的實(shí)測(cè)總結(jié)[14]，下?lián)舯┝髌茐牡拇蟾怕蕝^(qū)域主要位于出流段，占整個(gè)下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)的90%以上，如圖1所示（圖中um表示局部最大風(fēng)速）。因此，在常規(guī)邊界層風(fēng)洞中采用壁面射流方法進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)，可以實(shí)現(xiàn)更大的幾何縮尺比。本文在參考已有研究的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)制作了基于大氣邊界層風(fēng)洞的非穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)模擬裝置。在常規(guī)邊界層風(fēng)洞的基礎(chǔ)上，通過增加壁面射流噴口及風(fēng)機(jī)，在噴口處布置氣動(dòng)閥門，實(shí)現(xiàn)對(duì)邊界層風(fēng)洞中下?lián)舯┝鞒隽鞫畏欠€(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)的模擬。

圖1 典型微下?lián)舯┝魇疽鈭D[14]Fig.1 Schematic diagram of micro-downburst[14]

1 試驗(yàn)概況

1.1 非穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)模擬裝置

試驗(yàn)在重慶大學(xué)直流式教學(xué)風(fēng)洞中進(jìn)行。通過改進(jìn)文獻(xiàn)[10]提出的壁面射流方法并對(duì)風(fēng)洞進(jìn)行改裝，使直流式邊界層風(fēng)洞具備了壁面射流模擬功能，如圖2所示。風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸為2.4 m×1.8 m×15.0 m（寬×高×長(zhǎng)）。壁面射流裝置加裝于試驗(yàn)段入口位置，通過4 個(gè)千斤頂與支架連接，可實(shí)現(xiàn)壁面射流裝置的上升與下降：當(dāng)進(jìn)行壁面射流試驗(yàn)時(shí)，以千斤頂將壁面射流裝置上升至與試驗(yàn)段底面平齊；試驗(yàn)完成后，降下壁面射流裝置，可以常規(guī)使用邊界層風(fēng)洞。壁面射流裝置分為動(dòng)力段、過渡段、穩(wěn)流段、回轉(zhuǎn)段和射流噴口。動(dòng)力段采用3 臺(tái)風(fēng)機(jī)并聯(lián)安裝；回轉(zhuǎn)段采用對(duì)數(shù)螺旋線設(shè)計(jì)，盡量減小由于風(fēng)場(chǎng)轉(zhuǎn)向?qū)е碌娘L(fēng)速損耗；壁面射流噴口的高度b=60 mm，寬度與邊界層風(fēng)洞基本一致，最大出流速度為45 m/s。

圖2 壁面射流裝置圖Fig.2 Modifications to boundary layer wind tunnel

大多數(shù)下?lián)舯┝魍瑫r(shí)伴隨雷暴云層的平動(dòng)，這種平動(dòng)會(huì)導(dǎo)致雷暴云層前端下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)速度增大，增大至峰值后迅速衰減。下?lián)舯┝鞯倪@種時(shí)變特征與常規(guī)邊界層穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)有著極大的不同，因此，對(duì)于平動(dòng)型下?lián)舯┝?，需要考慮其非穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)特性。通過在壁面射流噴口段安裝快開閥門，可以形成具有下?lián)舯┝黠L(fēng)速剖面的突變風(fēng)場(chǎng)，實(shí)現(xiàn)時(shí)變下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)的試驗(yàn)?zāi)M；通過閥門控制壁面射流的流量大小，實(shí)現(xiàn)噴口風(fēng)速的非線性脈動(dòng)沖擊模擬。閥門快開由伸縮氣缸完成，并增加手動(dòng)節(jié)流閥以調(diào)節(jié)氣缸運(yùn)動(dòng)速度，實(shí)現(xiàn)閥門開/閉時(shí)間可調(diào)（1～10 s 范圍內(nèi)），如圖3所示。試驗(yàn)風(fēng)場(chǎng)采用眼鏡蛇三維脈動(dòng)風(fēng)速采集系統(tǒng)（Series 100 Cobra Probe）進(jìn)行采集，采樣頻率為512 Hz。

圖3 快開閥門裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of quick opening valve device

2 風(fēng)場(chǎng)模擬結(jié)果

2.1 穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)結(jié)果

當(dāng)閥門保持全開、噴口出流速度為28.30 m/s 時(shí)，壁面射流不同順流向位置的平均風(fēng)速剖面如圖4所示，湍流度剖面如圖5所示。圖中，x為順流向位置，y為豎直高度方向位置（坐標(biāo)系如圖2所示）。可以看出，在測(cè)量高度范圍內(nèi)，基本沒有回流的出現(xiàn)，隨著順流向距離的增大，風(fēng)速剖面下部的速度逐漸減小，而上部速度逐漸增大，轉(zhuǎn)折區(qū)域約在200～300 mm范圍內(nèi)。壁面射流湍流度剖面則呈現(xiàn)出明顯的雙峰特征（即內(nèi)層近壁面峰值與外層峰值），且隨著順流向距離的增大，外層峰值出現(xiàn)的豎向高度位置不斷上移。

圖4 不同順流向位置平均風(fēng)速剖面Fig.4 Mean velocity profiles at various streamwise locations

圖5 不同順流向位置湍流度剖面Fig.5 Turbulent intensity profiles at various streamwise locations

為得到壁面射流的自相似剖面，通常采用特征長(zhǎng)度與特征速度對(duì)其進(jìn)行無量綱處理[15]。壁面射流的無量綱速度剖面如圖6所示?？梢钥闯?，壁面射流風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表現(xiàn)出較好的自相似性，僅在x=20b處有一定偏差，這是由于此位置壁面射流轉(zhuǎn)捩沒有完成，尚未進(jìn)入完全發(fā)展階段。風(fēng)洞試驗(yàn)與Eriksson等[16]的試驗(yàn)結(jié)果、三種典型下?lián)舯┝黠L(fēng)速剖面經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚17-19]非常吻合。

圖6 無量綱平均風(fēng)速剖面Fig.6 Normalized mean velocity profiles

2.2 非穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)結(jié)果

實(shí)際上，下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中各位置的風(fēng)速與距離下?lián)舯┝鳑_擊地面點(diǎn)的相對(duì)位置、下?lián)舯┝骼妆┰频钠絼?dòng)速度、下沉氣流的出流速度和高度以及下?lián)舯┝鞯某隽鲝?qiáng)度有關(guān)，這些因素同樣具有較強(qiáng)的隨機(jī)性。因此，本文僅通過控制快開閥門的轉(zhuǎn)動(dòng)速度和轉(zhuǎn)動(dòng)角度，重點(diǎn)模擬下?lián)舯┝麟S時(shí)間的變化及其豎向風(fēng)速剖面，未考慮同一下?lián)舯┝魇录胁煌恢玫娘L(fēng)速分布特征。

通過手動(dòng)節(jié)流閥控制伸縮氣缸氣壓大小，調(diào)整閥門開關(guān)時(shí)間。如圖7所示，瞬態(tài)風(fēng)場(chǎng)采用2 個(gè)眼鏡蛇探頭同時(shí)進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量的豎向位置分別為30、50、80、120、200、300 和500 mm，一個(gè)探頭固定于30 mm處，另一個(gè)探頭則上下移動(dòng)。在測(cè)量不同高度的風(fēng)速時(shí)，數(shù)據(jù)采集時(shí)間并不同步，因此，通過統(tǒng)一最大風(fēng)速對(duì)應(yīng)的時(shí)間點(diǎn)，采用固定探頭對(duì)不同高度的風(fēng)速進(jìn)行時(shí)間同步，從而更加合理地分析豎向風(fēng)場(chǎng)特征[20]。下?lián)舯┝鞯膶?shí)測(cè)記錄較少，本文選擇文獻(xiàn)中可用的安德魯斯空軍基地（Andrews AFB）下?lián)舯┝鲗?shí)測(cè)記錄作為目標(biāo)事件[1]，從而得到典型的下?lián)舯┝黠L(fēng)速時(shí)程。

圖7 非穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)測(cè)量的探頭布置Fig.7 Probe arrangement for unsteady wind field measurement

任意高度處下?lián)舯┝鞯捻樍飨蝻L(fēng)速可以分解為確定的時(shí)變平均分量V(z,t)和 脈動(dòng)分量v′(z,t)[21]：

其中，平均風(fēng)速隨時(shí)間連續(xù)變化且能夠反映原始風(fēng)速的變化趨勢(shì)。Su 等[22]采用不同的方法研究時(shí)變平均風(fēng)速與脈動(dòng)風(fēng)速的分離，建議采用高階的離散小波變換（DWT）與總體經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解（EEMD）方法提取時(shí)變平均風(fēng)速，就能夠較好地反映原始風(fēng)速的變化趨勢(shì)。因此，本文采取高階的DWT 方法（采用10 階小波）進(jìn)行時(shí)變平均風(fēng)速的分離。當(dāng)閥門開啟時(shí)間為3 s、壁面射流出流速度為33.06 m/s 時(shí)，x=100b處移動(dòng)探頭在不同高度時(shí)（50、80 和120 mm）固定探頭的時(shí)變平均風(fēng)速如圖8所示。圖例中的2 個(gè)高度分別表示固定探頭和移動(dòng)探頭所在的豎向高度位置。

圖8 不同測(cè)量高度風(fēng)速同步Fig.8 Wind speed synchronization of fixed probe data (unsynchronized and synchronized)

可以看出，由壁面射流裝置及閥門開關(guān)產(chǎn)生的出流速度在每次試驗(yàn)中都存在一定差異，這主要是由電機(jī)啟動(dòng)扭矩、制動(dòng)性能以及手動(dòng)節(jié)流閥中氣壓大小的不確定性所導(dǎo)致。因此，在測(cè)量風(fēng)速時(shí)，移動(dòng)探頭在每個(gè)高度處進(jìn)行6 次重復(fù)試驗(yàn)，挑選較為接近的幾組數(shù)據(jù)中的一組數(shù)據(jù)作為最終結(jié)果。壁面射流出流速度為33.06 m/s、主風(fēng)洞產(chǎn)出的環(huán)境風(fēng)速為6.60 m/s 時(shí)，x=100b處不同高度的風(fēng)速時(shí)程以及時(shí)變平均風(fēng)速和脈動(dòng)風(fēng)速的分離如圖9所示。

從圖9可以看出，不同高度處的風(fēng)速時(shí)程都呈現(xiàn)出2 個(gè)峰值的特征，且隨著高度增大，最大平均風(fēng)速減小，說明采用本文方法能有效模擬典型下?lián)舯┝鞒隽鞫物L(fēng)速的時(shí)變特征。最大時(shí)變平均風(fēng)速豎向剖面如圖10所示（圖中陰影區(qū)域?yàn)镠jelmfelt[14]統(tǒng)計(jì)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)區(qū)間），可以看出：豎向風(fēng)速剖面表現(xiàn)出下?lián)舯┝鞯湫惋L(fēng)速剖面的基本特征，與Hjelmfelt 的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)較為吻合；但由于測(cè)點(diǎn)較少，且僅是取時(shí)變平均風(fēng)速的最大值，曲線并不非常平滑。

圖9 不同高度同步后的風(fēng)速時(shí)程Fig.9 Synchronized velocity time histories at various heights

圖10 最大時(shí)變平均風(fēng)速豎向剖面Fig.10 Vertical profile of maximum time-varying mean velocity

下?lián)舯┝髯畲箫L(fēng)速發(fā)生高度約為0.02～0.05D（D為下?lián)舯┝鞒隽髦睆剑23-24]。從圖4和10 可以看出，順流向x=100b處的最大風(fēng)速大約發(fā)生在豎向高度80 mm 處，可以估計(jì)出該位置的等效直徑約在2.67～1.60 m 范圍內(nèi)。Abd-Elaal 等通過大量參數(shù)分析，估計(jì)出Andrews AFB 下?lián)舯┝鞯某隽髦睆郊s為660 m[24]。因此，本文的壁面射流裝置在x=100b處模擬Andrews AFB 下?lián)舯┝鞯目s尺比約為1∶247～1∶412。出流速度為33.06 m/s 時(shí)，最大時(shí)變平均風(fēng)速為15.70 m/s，Andrews AFB 下?lián)舯┝髯畲笏矔r(shí)風(fēng)速約為66.82 m/s[1]，對(duì)其移動(dòng)平均后得到的最大風(fēng)速為54.21 m/s，如圖11所示，可以得到速度縮尺比為1∶3.67，需要模擬的時(shí)間縮尺比為1∶67.30～1∶112.26。從圖11可以看出，風(fēng)速?gòu)拈_始增大直至峰值所需時(shí)間約為105 s，因此需要閥門打開的時(shí)間為0.94～1.56 s。取閥門打開時(shí)間為1.50 s 進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果如圖12所示。從圖中可以看出：風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果和實(shí)際的下?lián)舯┝骶哂休^好的吻合度，特別是在第一個(gè)峰值處，而在第二個(gè)峰值處較實(shí)際風(fēng)場(chǎng)偏大。

圖11 Andrews AFB 下?lián)舯┝饕苿?dòng)平均風(fēng)速時(shí)程[1]Fig.11 Moving-averaged wind speed history of Andrews AFB downburst[1]

圖12 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果與目標(biāo)下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)時(shí)變平均風(fēng)速對(duì)比Fig.12 Comparison of simulated and recorded time-varying mean velocity

不同順流向位置的最大風(fēng)速高度基本不變，因此，通過調(diào)節(jié)壁面射流的出流速度控制速度縮尺比，根據(jù)閥門開啟的速度控制時(shí)間縮尺比，能夠有效得到目標(biāo)風(fēng)場(chǎng)的時(shí)變風(fēng)速。

順流向x=100b處的湍流度豎向剖面如圖13所示。由于缺乏下?lián)舯┝鞯膶?shí)測(cè)湍流度豎向剖面，本文采用中國(guó)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB 50009—2012）[25]中的大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。下?lián)舯┝黠L(fēng)速具有時(shí)變特征，因此湍流度的計(jì)算并沒有固定方法。本文湍流度采用特征時(shí)間內(nèi)脈動(dòng)風(fēng)速的均方根值與最大平均風(fēng)速的比值。其中，定義特征時(shí)間為下?lián)舯┝鳑_擊地面后、風(fēng)速?gòu)拈_始急劇增大至衰減為最大風(fēng)速一半所需的時(shí)間[26]。

圖13 湍流度豎向剖面Fig.13 Vertical profiles of turbulent intensity

從圖13可以看出，風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果在近地面與規(guī)范值較為一致，當(dāng)豎向高度超過最大風(fēng)速所在高度后（0.05D，30 m），湍流度迅速增大，這是由于壁面射流風(fēng)場(chǎng)與邊界層風(fēng)場(chǎng)發(fā)生混合，渦旋的產(chǎn)生與耗散加速，這與穩(wěn)態(tài)壁面射流試驗(yàn)中得到的湍流度剖面非常類似。

風(fēng)洞試驗(yàn)x=100b、豎向高度80 mm 處的特征時(shí)間內(nèi)脈動(dòng)風(fēng)速功率譜如圖14所示，圖中同時(shí)給出von Karman 譜進(jìn)行對(duì)比。根據(jù)Kolmogorov 湍流能譜假設(shè)，在慣性子區(qū)內(nèi)，湍流的能量將由最小尺度的渦耗散，這種渦的尺度稱為Kolmogorov 長(zhǎng)度尺度，而慣性子區(qū)內(nèi)的湍流能譜滿足“?5/3 定律”。從圖中可以看出，特征時(shí)間內(nèi)脈動(dòng)風(fēng)速功率譜與30 m 處的von Karman 譜在5 Hz 之后吻合，并且符合“?5/3 定律”。

圖14 80 mm 高度處特征時(shí)間內(nèi)脈動(dòng)風(fēng)速功率譜Fig.14 PSD of residual fluctuating velocity during characteristic time at 80 mm height

從上述分析可以看出，采用壁面射流裝置能夠較好地實(shí)現(xiàn)下?lián)舯┝鞒隽鞫物L(fēng)場(chǎng)的模擬，主要包括豎向風(fēng)速剖面以及時(shí)變風(fēng)速時(shí)程。對(duì)于湍流度，由于下?lián)舯┝鞯耐牧鞫热狈?shí)測(cè)資料，無法進(jìn)行對(duì)比研究，本文僅研究了光滑壁面一種情況，尚未考慮粗糙元的設(shè)置。總體而言，采用壁面射流裝置模擬下?lián)舯┝鞣欠€(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)是較為有效的。

3 結(jié) 論

基于平面壁面射流模型，在邊界層風(fēng)洞中模擬了穩(wěn)態(tài)及非穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝鞒隽鞫物L(fēng)場(chǎng)，結(jié)果表明：

1）穩(wěn)態(tài)壁面射流湍流度剖面呈現(xiàn)出明顯的雙峰特征（內(nèi)層近壁面峰值與外層峰值），且隨著順流向距離的增大，外層峰值出現(xiàn)的豎向高度位置不斷上移；而隨著射流出流速度的增大，湍流度呈增大趨勢(shì)，外層峰值出現(xiàn)的豎向高度位置也上移。

2）與中國(guó)規(guī)范湍流度相比，非穩(wěn)態(tài)壁面射流湍流度剖面在最大風(fēng)速高度以下較為接近，而在最大風(fēng)速高度之上，非穩(wěn)態(tài)壁面射流湍流度較規(guī)范值偏大。

3）采用壁面射流裝置產(chǎn)生的下?lián)舯┝鞣欠€(wěn)態(tài)出流段風(fēng)速功率譜與von Karman 譜較為吻合，且符合“–5/3 定律”。

4）基于平面壁面射流方法的下?lián)舯┝髂M試驗(yàn)裝置在邊界層風(fēng)洞中可實(shí)現(xiàn)非穩(wěn)態(tài)風(fēng)場(chǎng)模擬，為下?lián)舯┝魉斤L(fēng)場(chǎng)作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)研究打下基礎(chǔ)。