平面壁面射流風場作用下建筑物表面風壓數(shù)值模擬

鐘永力 晏致濤 游溢 趙爽

摘? ?要：采用平面壁面射流模擬下?lián)舯┝鞯某隽鞫物L場，通過協(xié)同流模擬下?lián)舯┝魉揭苿?，基于計算流體動力學方法，采用雷諾應力模型（RSM）的Stress-Omega模型模擬了穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝鞯钠骄L剖面，并在風場中建立高層建筑物模型，研究下?lián)舯┝黠L場中高層建筑物表面風壓分布特性.結(jié)果表明，采用平面壁面射流模型得到的水平速度豎向風剖面與下?lián)舯┝骼碚擄L剖面以及試驗結(jié)果吻合較好，壁面射流模型風場中建筑風壓分布特征與沖擊射流風洞試驗一致;迎風面風壓系數(shù)隨著順流向距離的增加而不斷減小，隨著射流入流湍流強度的增大而減小.當下?lián)舯┝黠L剖面半高值大于1.45倍建筑物高度時，壁面射流風場中建筑風壓分布與大氣邊界層風場中類似.協(xié)同流對結(jié)構(gòu)中下部風壓分布影響較大，而風向角對最大風壓的影響不大.

關(guān)鍵詞：下?lián)舯┝?平面壁面射流;數(shù)值模擬;雷諾應力模型;風壓系數(shù)

中圖分類號：TU312.1? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻標志碼：A

文章編號：1674—2974（2019）01—0047—08

Abstract： The downburst outflow wind field was modeled by plane wall jet， and the co-flow was used to simulate the translation of downburst. Based on the computational fluid dynamics（CFD） method，the velocity profile of steady downburst was simulated with Reynolds stress model（RSM），and then a high -rise building model was put into the wind field to study the surface pressure distribution. The velocity profile from the numerical analysis results matches well with the empirical models as well as the plane and radial wall jet experiments. The pressure distribution characteristics of the building model in plane wall jet flow is in good accordance with the results of the imping jet experiment. The pressure coefficient decreases when the downstream distance increases. The pressure coefficient decreases with the increase of wall jet inlet turbulence intensity. When the half-width of the downburst velocity profile is higher than 1.45 times height of the building， the pressure distribution in wall jet flow is similar with that in boundary layer. Co-flow mainly has influence on the structure in the lower part. The wind direction of wall jet has little effect on the maximum pressure.

Key words： downburst;plane wall jet;numerical simulation;Reynolds stress model;wind pressure coefficient

下?lián)舯┝魇且环N在雷暴天氣中由強下沉氣流猛烈沖擊地面形成并經(jīng)由地表傳播的近地面短時破壞性強風[1].在雷雨天氣時，發(fā)生微下?lián)舯┝鞯母怕士蛇_60%～70%，并且產(chǎn)生的近地面強風最大風速可超過60 m/s，下?lián)舯┝髟谑澜绶秶鷥?nèi)造成了大量工程結(jié)構(gòu)物的破壞[2-4].而在實際工程中，大多數(shù)國家的結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范采用的風荷載都是通過統(tǒng)計方法得到的大氣邊界層風荷載，對下?lián)舯┝鞯葷撛谕{高聳結(jié)構(gòu)安全的強風荷載并未加以考慮.因此，對下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖL荷載特性的研究是非常有必要的.

由于下?lián)舯┝靼l(fā)生的隨機性強，持續(xù)時間短，實測研究非常困難，目前研究下?lián)舯┝黠L荷載效應的方法主要為風洞試驗以及數(shù)值模擬.Letchford等[5-6]采用沖擊射流裝置模擬了靜止和移動下?lián)舯┝鞯娘L場特征，并分析了立方體表面的壓力分布.Sengupta等[7]通過風洞試驗以及大渦模擬，研究了下?lián)舯┝骱妄埦盹L作用下立方體建筑和高層建筑表面的風荷載特性.Mason等[8]通過脈動的沖擊射流裝置，研究了立方體模型在下?lián)舯┝魉矐B(tài)峰值荷載作用下的荷載效應.陳勇等[9]利用射流裝置、粗糙元等模擬了下?lián)舯┝黠L場，對球殼形大跨度屋面的風壓分布進行了參數(shù)分析.鄒鑫等[10]采用靜止型沖擊射流裝置模擬穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝黠L場，研究了不同徑向位置處高層建筑的風荷載特性.汪之松等[11]通過沖擊射流試驗以及數(shù)值模擬方法，研究了平地與坡地兩種地形下高層建筑物的表面風壓分布特性.Kim等[12]通過數(shù)值模擬，對比了大氣邊界層風與下?lián)舯┝鲗ㄖ锏娘L荷載效應.李宏海等[13]基于徑向射流模型，研究了二維下?lián)舯┝黠L場中高層建筑物表面風壓分布.湯卓等[14]采用大渦模擬方法研究了下?lián)舯┝黠L場中不同徑向位置處方形界面高層建筑的風荷載特性.吉柏鋒等[15]基于沖擊射流模型，研究了CAARC高層建筑物標準模型的表面風壓分布，發(fā)現(xiàn)下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖ锏谋砻骘L壓分布與邊界層風存在較大差異.

到目前為止，大部分試驗研究與數(shù)值模擬都采用沖擊射流模型，由于實驗設(shè)備限制，很難實現(xiàn)大縮尺比與移動下?lián)舯┝餮芯?而下?lián)舯┝鞯奈擦鞒隹趨^(qū)域的面積較沖擊中心大得多，對于結(jié)構(gòu)物而言，其破壞區(qū)域大概率位于下?lián)舯┝鞯奈擦鞒隹趨^(qū)域.通過平面壁面射流模型來研究下?lián)舯┝鞯某隽鲄^(qū)域，協(xié)同流模擬下?lián)舯┝髌絼?，避開常規(guī)研究中沖擊射流噴嘴尺寸較小并且移動困難的問題，可以實現(xiàn)與一般傳統(tǒng)風洞實驗中相同的幾何縮尺比（1 ∶100 ～ 1 ∶ 250）[16].本文通過對平面壁面射流進行數(shù)值模擬，研究平面壁面射流風場中建筑物的風壓分布情況，分析下?lián)舯┝黠L場中關(guān)鍵參數(shù)與建筑物參數(shù)的關(guān)系，初步探討常規(guī)風洞中進行下?lián)舯┝鞔蟪叨蕊L工程研究的可行性.

1? ?計算模型及方法

通過對JAWS研究計劃實測結(jié)果的總結(jié)，Hjelmfelt[17]給出了典型下?lián)舯┝鞯娘L場結(jié)構(gòu)示意圖，如圖1所示.V為下?lián)舯┝鳑_擊地面后水平風速，r為下?lián)舯┝鞯膹较蚓嚯x，Z為離地高度.

從結(jié)構(gòu)風工程的角度來看，由于下?lián)舯┝髦行拿娣e較小，其導致結(jié)構(gòu)物破壞的概率也小得多，而下?lián)舯┝黠L場中的水平段具有更大的面積，對結(jié)構(gòu)的危害更大.通過忽略下?lián)舯┝髦胁康臎_擊區(qū)域，僅僅模擬其水平段，考慮其軸向?qū)ΨQ特性，可以將下?lián)舯┝鞯哪M簡化為一個二維的壁面射流段，即壁面射流模型，如圖2所示，UE為協(xié)同流速度，Um是順流向任意位置豎直風剖面的最大速度，ym 和y1/2分別是Um和1/2（Um - UE）對應的豎向位置.

壁面射流模型計算域如圖3所示，其中射流高度b=30 mm，計算域入口邊界為速度入口（velocity-inlet），壁面射流入口采用均勻入流，風速為30 m/s，定義壁面射流和協(xié)同流速度之比β = UE /Uj來確定協(xié)同流大小.Hjelmfelt[17]的實測研究表明，約有50%的下?lián)舯┝靼殡S云層平動，而平移速度最快能達到20 m/s[18].目前的實測數(shù)據(jù)中，最大下?lián)舯┝黠L速為Fujita[19]記錄的華盛頓圣安德魯斯空軍基地（Andrews AFB）下?lián)舯┝?，在離地4.9 m高度處的風速超過67 m/s;而3個常用的下?lián)舯┝髌骄L速分布剖面模擬的理論模型[20-22]（Oseguera、Vicroy、Wood）采用的最大風速均為80 m/s.下?lián)舯┝髌揭婆c下?lián)舯┝髯畲箫L速的比值β = UE /Uj約為0.25.因此，為了反映真實下?lián)舯┝髑闆r，本文中β分別取值為0.10、0.15、0.20、0.25、0.30.

由于下?lián)舯┝鞔嬖谕话l(fā)性和隨機性，較難捕捉到其完整的風速信息，標準地貌風場湍流度的取值尚無定論，大部分沖擊射流試驗和數(shù)值模擬都采用較小的入流湍流強度[11-12].Chay等[23]通過實測數(shù)據(jù)，確定了高層建筑高度范圍內(nèi)的湍流強度為5%～10%;Aboshosha等[24]采用大渦模擬方法，得到了開放地形下最大風速附近湍流度為8%～12%.因此，如無特別說明，本文壁面射流湍流強度取5%.同時，經(jīng)典壁面射流試驗中，壁面射流入流均為弱強度湍流，其湍流強度一般不大于2%，協(xié)同流湍流強度更小.本文通過協(xié)同流來模擬下?lián)舯┝黠L場中的云層平動，云層平動對下?lián)舯┝黠L的湍流度影響不大，因此湍流度選取為0.5%.

計算域底部邊界為壁面邊界，兩側(cè)邊界采用對稱邊界，而計算域頂部和右側(cè)出口采用壓力出口邊界條件.

整個計算域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，射流入口附近網(wǎng)格和近壁面網(wǎng)格加密，采用增強壁面處理，下壁面第一層網(wǎng)格高度滿足無量綱參數(shù)y+ < 1，風場模擬網(wǎng)格數(shù)為170萬.在進行建筑物風壓模擬時，建筑模型位于計算域中心線上，模型尺寸為10 mm × 10 mm × 60 mm，對建筑物周圍的網(wǎng)格劃分采用O型網(wǎng)格，近壁面網(wǎng)格進行加密，因此，計算網(wǎng)格數(shù)量略有增加.采用多區(qū)域計算模型，把建筑物與流場分兩個區(qū)域，總網(wǎng)格數(shù)為310萬，分界面數(shù)據(jù)傳遞通過定義interface對來完成，如圖4所示.根據(jù)不同工況進行網(wǎng)格組裝，不用重新劃分網(wǎng)格，從而保證網(wǎng)格的一致性，同時能減少計算網(wǎng)格數(shù)，提高計算效率.

式中：ui為速度分量;ρ為流體密度;P為壓力;μ為流體動力黏度;τij = -ρui′uj′，是雷諾應力張量.湍流模型采用基于各向異性的雷諾應力模型（RSM Stress-Omega），通過直接求解雷諾應力的輸運方程來得到雷諾應力.Fluent 15.0[25]中Stress-Omega RSM（SORSM）模型是基于Wilcox[26]在1998年提出的Stress-ω模型.隨后Wilcox[27]對該模型參數(shù)進行了一定的修正，進一步提高了SORSM模型的性能，而Fluent軟件參數(shù)并沒有進行修正.為了得到更好的模擬結(jié)果，本文采用文獻[27]中修正參數(shù)進行數(shù)值模擬，具體參數(shù)如表1所示.采用SIMPLEC算法求解速度與壓力的耦合，動量和壓力的離散采用較高精度的二階迎風格式.

2? ?壁面射流流場驗證

現(xiàn)有文獻通常是對靜止下?lián)舯┝鬟M行研究，為了驗證壁面射流模型的可靠性，通過計算典型無協(xié)同流壁面射流模型對模擬結(jié)果進行檢驗.壁面射流模型通常使用半高y1/2和最大風速Um進行無量綱處理，從而得到自相似剖面，Um是順流向任意位置豎直風剖面的最大速度，y1/2為1/2（Um - UE）對應的豎向位置.選取順流向距離為10b、30b和50b處的風剖面，同現(xiàn)有常用的下?lián)舯┝鹘?jīng)驗風剖面模型和物理實驗結(jié)果進行比較，如圖5所示.可以看出，數(shù)值模擬的壁面射流豎向風剖面具有較強的自相似性，并且與壁面射流試驗[28]、沖擊射流試驗[29]以及Wood模型吻合非常好，同Oseguera模型和Vicroy模型相比略有偏差.說明采用SORSM模型能夠?qū)Ρ诿嫔淞鬟M行準確的模擬.圖6為x = 30b處不同風速比β時的平均風剖面.當y < ym時風剖面基本重合，說明在壁面射流內(nèi)層受協(xié)同流的影響不大，隨后風剖面開始分離，隨著β的增大，壁面射流外層風速增大.

3? ?建筑表面風壓研究

3.1? ?模擬方法驗證

目前僅有沖擊射流試驗模擬靜止下?lián)舯┝飨碌慕ㄖL壓測試結(jié)果[11].文獻[11]初始出流速度為12 m/s，湍流強度為1%.圖7為沖擊射流試驗R = 1.5D與壁面射流x = 15b處的平均風剖面，壁面射流模型與沖擊射流試驗的風剖面非常吻合，僅在較大豎向位置有偏差，這可能是由于試驗與數(shù)值模擬上部邊界條件不同所致.圖8給出了壁面射流模型數(shù)值模擬和沖擊射流試驗得到的迎風面風壓系數(shù)分布.由于建筑模型尺寸以及風壓系數(shù)參考風速的差異，采用無量綱進行對比分析，可以看出，數(shù)值模擬迎風面風壓系數(shù)與試驗結(jié)果吻合較好，僅在上部風壓處略有差異.總體來說，采用壁面射流模型數(shù)值模擬方法能夠較為準確地模擬下?lián)舯┝鞒隽鞫物L場特性，可作為進一步研究下?lián)舯┝鞒隽鞫谓ㄖL壓特性的有效方法.

3.2? ?不同徑向距離的風壓分布

協(xié)同流與射流風速之比β為0.1時，不同順流向位置建筑模型迎風面中心線壓力系數(shù)分布如圖9所示.迎風面風壓系數(shù)隨著順流向距離的增加而不斷減小，并且順流向距離越大，減小的速率越慢.最大風壓系數(shù)所在高度隨順流向距離的增加而不斷增大，順流向距離與建筑風壓的關(guān)系，可以通過壁面射流風剖面長度尺度y1/2與建筑高度H之比來反映，當順流向距離增大到30b后（y1/2/H > 1.45），壁面射流沖擊作用下建筑風壓分布逐漸與大氣邊界層風場作用下類似.

不同順流向位置背風面中心線壓力系數(shù)如圖10所示.當建筑模型位于15b之前，負壓力分布表現(xiàn)出中間大，上下側(cè)小，在頂部又突然增大的特點;當模型位于20b時，負壓力分布呈現(xiàn)出下小上大的特點，并且在頂部急劇增大;當模型位置大于30b時壓力系數(shù)仍然表現(xiàn)出下小上大的特點，但是在建筑頂部趨于平緩，逐漸與邊界層風作用類似.

根據(jù)壁面射流的研究結(jié)果，壁面射流的自保持性能夠持續(xù)到順流向距離200b以上，同時，壁面射流半高y1/2與順流向距離滿足線性關(guān)系[30]：

dy1/2 /dx = 0.73 ± 0.002

因此，在研究下?lián)舯┝鲗ㄖ镒饔煤奢d時，除了壁面射流初始發(fā)展階段（x > 10b），在滿足壁面射流不受風洞上邊界約束的條件下，只要確定了y1/2 /H，就可以根據(jù)建筑物模型大小以及實際風洞大小選擇合理的順流向距離x以及射流入口b的高度，建議取順流向15b < x < 200b區(qū)域為研究區(qū)域，同時建筑物高度H應該小于1.45倍y1/2.下?lián)舯┝髯畲箫L速發(fā)生位置位于徑向1D～1.5D，豎向0.03D～0.05D范圍內(nèi)[5，14]，根據(jù)已有下?lián)舯┝鹘y(tǒng)計記錄，下?lián)舯┝鞒隽髦睆狡骄鶠? 800 m，即最大風速高度約為54 ～ 90 m，據(jù)此可通過壁面射流來研究下?lián)舯┝黠L場中的最大風荷載.

當風速比為0.1時，0°風向角風場作用下，不同順流向位置處建筑物模型迎風面、背風面和側(cè)面風壓系數(shù)云圖如圖11所示.迎風面風壓呈現(xiàn)出兩側(cè)小而中間大的特點;背風面卻相反，表現(xiàn)出兩側(cè)負風壓較大，而中間較小.側(cè)面風壓為負壓，表現(xiàn)為靠近迎風面一側(cè)大，向背風面逐漸減小的特點，并且隨著順流向距離的增加，最大風壓高度逐漸上移.

3.3? ?不同協(xié)同流大小的風壓分布

圖12為x = 15b處不同協(xié)同流時建筑模型迎風面中心線風壓系數(shù)，可看出，迎風面中下部風壓系數(shù)隨著風速比的增大而增大，但上部風壓系數(shù)隨風速比的增大而減小，其臨界點位于0.8H左右，與半高位置大致相同.不同風速比時背風面中心線風壓系數(shù)如圖13所示，背風面中下部負壓隨著風速比的增大而增大，上部風壓基本不受風速比的影響.總體而言，風速比對結(jié)構(gòu)中下部風壓的影響明顯大于上部.

3.4? ?不同入流湍流強度的風壓分布

典型的壁面射流是由壁面邊界層的內(nèi)層和剪切流外層組成，通常其分界點在最大風速處，這種特性是由于射流與周圍流體之間存在速度差并且相互作用，同時受到壁面的約束形成的.分界區(qū)域剛好處于下游建筑物高度范圍內(nèi)，并且會產(chǎn)生湍流. β = 0.1時不同順流向距離的湍流強度如圖14所示.可以看出，在接近射流入口的地方，湍流強度呈現(xiàn)明顯的兩峰值特征，內(nèi)峰值是由于射流受到壁面約束形成的，隨著順流向距離的增加，射流速度逐漸減小，這種約束作用也逐漸減弱，內(nèi)峰值變得不明顯.外峰值位于射流與協(xié)同流交界的地方，隨著順流向距離的增加，壁面射流不斷發(fā)展，外峰值位置也逐漸擴展.這種特征也反映在雷諾切應力上，如圖15所示.

β = 0.1時不同入流湍流強度下x = 20b處建筑迎風面風壓系數(shù)如圖16所示，可以看出，湍流強度越大，風壓系數(shù)反而越小.分析建筑物前方風速剖面可以發(fā)現(xiàn)，射流入流湍流強度越大，平均風速越小，造成這種結(jié)果的原因是由于壁面射流與協(xié)同流之間存在動量傳遞.當湍流強度越大時，這種傳遞越快，射流速度越小，而協(xié)同流速度越大，并且最大風速高度以及半高位置會上移，如圖17所示.

3.5? ?不同攻角風壓分布

圖18為x = 20b處不同風向角建筑表面風壓系數(shù)分布，可以看出，風向為0°時，只有迎風面為正壓，側(cè)面與背風面都是負壓.而風向角為45°時，兩側(cè)迎風面都為正壓，最大正壓略大于0°迎風角，而兩側(cè)背風面為負壓，其最大負壓出現(xiàn)在建筑頂部棱角處，隨后迅速減小.

4? ?結(jié)? ?論

本文基于平面壁面射流模型模擬下?lián)舯┝黠L場的出流段，采用CFD方法對壁面射流風場以及建筑模型表面風壓分布進行了研究，得到以下結(jié)論：

1）平面壁面射流模型能夠較好地模擬下?lián)?/p>

暴流出流段的基本風場特性，得到與經(jīng)驗剖面、壁面射流試驗和沖擊射流試驗較為吻合的風速剖面.同時，建筑物在平面壁面射流風場中的風壓分布特征與在沖擊射流模型中分布基本一致，驗證了本文方法的可靠性.

2）迎風面最大風壓系數(shù)所在高度隨順流向距

離的增加而不斷增大，當y1/2 /H > 1.45時，壁面射流風場作用下建筑風壓分布逐漸與大氣邊界層風場作用下類似.在研究下?lián)舯┝鲗ㄖ镒饔煤奢d時，建議取順流向15b< x < 200b為研究區(qū)域，同時建筑物高度H與射流半高y1/2 之比應該小于1.45.

3）迎風面中下部風壓系數(shù)隨風速比的增大

而增大，而上部風壓系數(shù)隨風速比的增大而減小，背風面中下部負壓隨著風速比的增大而增大，協(xié)同流對結(jié)構(gòu)物上部風壓分布的影響不大.建筑迎風面風壓系數(shù)隨著射流入流湍流強度的增大而減小;建筑在45°風向角所受最大正壓力略大于0°風向角.

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