移動下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖL(fēng)荷載特性研究

方智遠，汪之松,2，李正良,2，黃漢杰

(1. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045; 2. 重慶大學(xué) 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點實驗室，重慶 400045; 3. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川 綿陽 621000)

隨著工業(yè)社會的進一步發(fā)展，人類活動對氣候環(huán)境的影響日益加深。氣象研究表明：我國年均雷暴數(shù)超過45天的地區(qū)主要分布在新疆西北部、西藏中部、青海南部、四川西部以及長江以南的大部分地區(qū)，我國主要地理分區(qū)的年均雷暴日數(shù)在2010年后開始迅速增加[1]。下?lián)舯┝魇抢妆┨鞖庵谐Ｒ姷囊环N極端風(fēng)氣候，其中尺度較小且破壞力較強的微下?lián)舯┝髟诶妆┨鞖庵械陌l(fā)生概率高達60%～70%[2]。Fujita[3]將下?lián)舯┝鞫x為一種在近地面附近引起災(zāi)害性強風(fēng)的強下沉氣流。該極端強風(fēng)在世界各地造成了大量工程結(jié)構(gòu)破壞[4]，引起了越來越多風(fēng)工程學(xué)者的關(guān)注。

對于下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖL(fēng)荷載的研究，Zhang等[5-6]采用沖擊射流裝置模擬下?lián)舯┝?，研究了該類風(fēng)場下低矮及高層建筑的風(fēng)荷載特性，發(fā)現(xiàn)下?lián)舯┝髯饔孟碌慕ㄖ砻骘L(fēng)壓分布與大氣邊界層風(fēng)作用下的存在顯著不同。陳勇等[7]同樣基于沖擊射流試驗，研究了球殼型大跨屋面在下?lián)舯┝髯饔孟碌娘L(fēng)壓特性，分析了矢跨比、高跨比以及模型所處流場位置對屋面風(fēng)壓分布的影響，發(fā)現(xiàn)屋面所處位置及其矢跨比是影響屋面風(fēng)壓分布的主要因素。汪之松等[8]結(jié)合沖擊射流試驗和數(shù)值模擬方法，研究了下?lián)舯┝黠L(fēng)場中，坡地地形對高層建筑表面風(fēng)壓的影響，發(fā)現(xiàn)坡地地形會使建筑迎風(fēng)面風(fēng)壓減小，而使側(cè)面和背風(fēng)面的風(fēng)壓絕對值增大。上述研究均采用靜止型沖擊射流，忽略了風(fēng)暴移動對下?lián)舯┝黠L(fēng)場及建筑風(fēng)荷載的影響。Letchford等[9]自行設(shè)計了移動下?lián)舯┝髂M裝置(噴桶固定于小車上)，給出了移動下?lián)舯┝髯饔孟嘛L(fēng)暴移動中心線上小立方體表面典型測點的風(fēng)壓系數(shù)時程，但未對模型表面的風(fēng)壓分布特征進行探討。

本文首先采用噴口可移動的沖擊射流裝置對高層建筑模型進行了測壓試驗，而后通過大渦數(shù)值模擬方法建立了足尺模型并求解，在驗證了數(shù)值模擬可靠性的基礎(chǔ)上，借助數(shù)值模擬流場可視化的優(yōu)點，結(jié)合建筑周圍的渦量分布研究了風(fēng)暴移動中心線及中心線外一定距離處高層建筑表面的風(fēng)壓分布及風(fēng)荷載作用機理。研究結(jié)果可進一步增進對于移動下?lián)舯┝黠L(fēng)場及該類風(fēng)場下建筑時變風(fēng)荷載特性的理解，并為后續(xù)該領(lǐng)域研究提供一定參考。

1 下?lián)舯┝鞯慕７椒?/h2>

下?lián)舯┝鞯奈锢斫７椒òǎ簺_擊射流模型、壁面射流模型[10]、冷源模型[11]及環(huán)渦模型[12]等，根據(jù)研究目的及對象的不同，上述模型有其各自的優(yōu)缺點和適用范圍。其中，沖擊射流模型由于能夠模擬下沉氣流沖擊地面并沿地面擴散形成近地面強風(fēng)的完整過程，因而在試驗與數(shù)值模擬中較常采用。以往對于下?lián)舯┝鞯哪M多將噴口固定，忽略了風(fēng)暴移動對風(fēng)場結(jié)構(gòu)的影響，而實際的下?lián)舯┝魇苌喜吭茖右苿蛹爸車h(huán)境風(fēng)的影響，氣流在下沉的同時還伴隨有水平移動。圖1給出了下?lián)舯┝靼l(fā)展過程中兩個不同階段的現(xiàn)場照片，從圖中可以看出，受風(fēng)暴移動的影響，下沉氣流呈傾斜狀，且沖擊地面后風(fēng)暴前緣(front flank downburst，F(xiàn)FD)出現(xiàn)了較大的環(huán)渦，風(fēng)暴后緣(rear flank downburst，RFD)氣流則較為平緩。因此，為了更好地還原實際風(fēng)場，本文基于噴口可移動的沖擊射流模型對移動下?lián)舯┝黠L(fēng)場及風(fēng)場內(nèi)的高層建筑風(fēng)荷載開展模擬研究。

圖1 實際下?lián)舯┝髡掌現(xiàn)ig.1 The photo of actual downburst

2 試驗概況

試驗在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的下?lián)舯┝黠L(fēng)洞試驗室進行。圖2為試驗裝置示意圖，該裝置由支架、傳動帶、液壓緩沖器、移動平臺以及試驗平臺組成。射流噴嘴固定于移動平臺，由風(fēng)扇段、擴散段以及穩(wěn)定段和收縮段這四部分構(gòu)成。其中，風(fēng)扇段為整個系統(tǒng)的動力源；擴散段及穩(wěn)定段的主要作用是導(dǎo)流和整流，加裝了阻尼網(wǎng)和蜂窩器等整流裝置來保證收縮段入口及出口氣流的均勻性；收縮段主要對氣流進行加速。試驗通過控制噴嘴的水平移動來模擬移動下?lián)舯┝鳌Ｔ囼炘O(shè)備的噴嘴直徑Djet=600 mm，射流噴口到底板的距離Hjet=1 200 mm，噴口的射流速度vjet=20 m/s，水平移動速度vtr=0.5 m/s，幾何縮尺比為1∶1 000。

圖2 試驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental device

高層建筑的模型尺寸及測點布置如圖3所示，模型的長和寬均為50 mm，高為100 mm，頂面布置25個測點，其余各面布置50個測點，測點的采樣頻率為312.5 Hz。圖4給出了移動下?lián)舯┝髟囼炛薪ㄖＰ团c噴口中心的相對位置關(guān)系，其中α表示建筑模型中心與風(fēng)暴中心的連線與風(fēng)暴移動中心線間的夾角，R0表示初始時刻(t0)建筑到風(fēng)暴中心的水平距離，R1表示風(fēng)暴移動過程中某時刻(t1)建筑中心到風(fēng)暴中心的水平距離，vr表示沿風(fēng)暴中心到建筑中心連線方向的水平風(fēng)速，vc表示合成風(fēng)速。模型初始迎風(fēng)面為A面，背風(fēng)面為C面，兩側(cè)面分別記為B、C面。試驗分別獲取了建筑模型位于噴口移動中心線及偏離中心線一定距離處(y/Djet= 0、0.25、0.5、1.0)的表面測點風(fēng)壓時程。

圖3 模型及測點布置Fig.3 Building model and pressure measuring points arrangement

圖4 下?lián)舯┝鳑_擊高層建筑平面示意圖Fig.4 Schematic diagram of test conditions

3 數(shù)值模擬概況

基于計算流體力學(xué)軟件Fluent14.5，本文采用大渦模擬(large eddy smiulation,LES)方法對移動下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖ乃矐B(tài)風(fēng)荷載特征開展數(shù)值模擬研究。為了驗證數(shù)值模擬結(jié)果的準確性，首先建立了與試驗條件相同的縮尺模型。在驗證了數(shù)值模擬方法有效性的基礎(chǔ)上，為了更好地對真實氣象尺度下的下?lián)舯┝黠L(fēng)場及建筑風(fēng)荷載開展研究，本文進一步建立了足尺模型，并選取了更加合適的噴口出流速度和移動速度。

以足尺模型為例，圖5給出了計算域的邊界條件及網(wǎng)格劃分剖面圖，計算域長17Djet，寬11Djet，高3Djet，速度入口到地面的距離Hjet=2Djet，出流直徑Djet=600 m。噴口的出流速度vjet=30 m/s，水平移動速度vtr=6 m/s，初始的噴口x坐標(biāo)設(shè)為0，建筑中心的x坐標(biāo)為1 800 m。

圖5 邊界條件及網(wǎng)格劃分剖面圖Fig.5 Boundary conditions and section map of mesh generation

計算域邊界條件設(shè)置如圖5所示。通過Fluent自帶的用戶自定義函數(shù)(user define function，UDF)定義入口邊界條件，通過UDF函數(shù)控制移動速度、射流速度和噴口直徑等參數(shù)的大小，噴口移動區(qū)域四周采用光滑壁面，無剪應(yīng)力，地面和計算域四周分別采用無滑移壁面和壓力出口。

網(wǎng)格劃分時，考慮到近壁區(qū)域的層流特性，采用LES模型時需對近壁面網(wǎng)格進行加密處理，使近壁面黏性底層區(qū)域滿足無量綱距離y+<5，以模擬近壁區(qū)的復(fù)雜流動。近壁面首層網(wǎng)格至壁面的距離Δy,要滿足無量綱距離

(1)

式中：Δy是首層網(wǎng)格至壁面距離，m；v是空氣的運動黏性系數(shù)，m2/s；τω是壁面切應(yīng)力，Pa；ρ是空氣密度，kg/m3。模型第一層距壁面網(wǎng)格距離為Δy=1.9×10-5，使得數(shù)值模擬結(jié)果的y+<1，滿足增強壁面處理方法的要求。整個計算域共計6.3×106個六面體網(wǎng)格。采用Smagorinsky-Lilly亞格子模型，動量、湍動能、湍流耗散率采用中心差分法進行離散。

4 結(jié)果及討論

4.1 數(shù)值模擬有效性驗證

4.1.1 流場特征

圖6給出了足尺模型數(shù)值模擬得到的t=200 s時刻的移動下?lián)舯┝魅S風(fēng)速云圖，從圖中可以看出，下?lián)舯┝鞯恼w形態(tài)與圖1所示的實際下?lián)舯┝鞔嬖谝欢ǖ南嗨菩?。圖7給出了數(shù)值模擬得到的風(fēng)場中某測點的風(fēng)速時程與美國圣安德魯斯空軍基地(AAFB)實測下?lián)舯┝黠L(fēng)速時程的對比，由圖可知，二者均存在前后兩個波峰，且前一個波峰峰值較大，后一個波峰峰值相對較小，文獻[13]還給出了二者的風(fēng)向時程對比，結(jié)果表明：移動下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬能夠很好地捕捉風(fēng)場的瞬態(tài)特征，能夠較好地還原實際下?lián)舯┝黠L(fēng)場。

4.1.2 測點風(fēng)壓系數(shù)

結(jié)構(gòu)風(fēng)工程中一般通過風(fēng)壓系數(shù)來表征建筑表面的風(fēng)壓分布特性，風(fēng)壓系數(shù)的計算公式如下

圖6 移動下?lián)舯┝魅S風(fēng)速云圖Fig.6 3-D wind velocity contour of moving downburst

圖7 風(fēng)速時程對比Fig.7 Comparison of velocity time history

(2)

式中：P為測點處的風(fēng)壓；ρ為空氣密度；vref為參考風(fēng)速，在常規(guī)大氣邊界層風(fēng)場中，vref通常取為模型頂部平均風(fēng)速，而在雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場中，由于水平風(fēng)速最大值一般出現(xiàn)在近地面附近，且大小隨徑向位置的變化而變化，因而參考風(fēng)速一般取為射流噴口的出流風(fēng)速，即vjet。

為了進一步驗證數(shù)值模擬的有效性，圖8和圖9分別給出了模型A面和頂面典型測點在數(shù)值模擬和試驗條件下的風(fēng)壓系數(shù)時程對比。由圖8可以看出，對于模型A面測點，數(shù)值模擬與試驗得到的測點風(fēng)壓系數(shù)時程基本一致，風(fēng)壓系數(shù)隨時間的增加而先增大后減小，且平均風(fēng)壓幅值隨建筑到風(fēng)暴移動中心線距離的增加而略有減小。由圖9可以看出，對于頂面中心測點，除y/Djet= 1位置，其余位置在噴口經(jīng)過時均出現(xiàn)了較大的正值波峰，說明當(dāng)建筑位于噴口射流直徑范圍內(nèi)時，下沉氣流會對建筑頂面產(chǎn)生較大的壓力作用。當(dāng)風(fēng)暴移動到建筑后方時，距離風(fēng)暴移動中心線較近的建筑頂面中心測點的數(shù)值模擬和試驗風(fēng)壓結(jié)果有些許差異，這一方面可能是由于數(shù)值模擬的各參數(shù)及邊界條件均是理想化的，與試驗現(xiàn)場條件并非完全一致，另一方面計算流體力學(xué)對于鈍體繞流問題，尤其是處于氣流強分離區(qū)的屋面位置，其模擬精度具有一定局限性。但整體而言，數(shù)值模擬還是很好地還原了屋面測點風(fēng)壓的變化過程，其與試驗結(jié)果的整體分布規(guī)律一致。

(a) y/Djet=0(b) y/Djet=0.25

(c) y/Djet=0.5(d) y/Djet=1圖8 風(fēng)壓系數(shù)時程對比(A面中線，z/H=0.25)Fig.8 Comparison of time history of pressure coefficients

(a) y/Djet=0(b) y/Djet=0.25

(c) y/Djet=0.5(d) y/Djet=1圖9 風(fēng)壓系數(shù)時程對比(頂面中點)Fig.9 Comparison of time history of pressure coefficients

由上述分析可知，大渦數(shù)值模擬能夠較好地還原移動下?lián)舯┝黠L(fēng)場，并能成功捕捉該風(fēng)場下建筑表面的風(fēng)壓時變特征，因而可以采用該數(shù)值模擬方法對移動下?lián)舯┝髯饔孟碌慕ㄖL(fēng)荷載開展研究。需要說明的是，由于風(fēng)暴移動速度對風(fēng)場的影響較為顯著[14]，風(fēng)場結(jié)構(gòu)的差異最終將導(dǎo)致風(fēng)場中建筑結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的不同。因此，為了更好地對實際下?lián)舯┝鬟M行還原，后文的分析是基于大渦足尺模擬進行的，其風(fēng)暴移動速度為6 m/s，射流速度為30 m/s。

4.2 建筑表面風(fēng)荷載(風(fēng)暴移動中心線上)

以建筑模型位于風(fēng)暴移動中心線為典型工況，重點研究下?lián)舯┝饕苿舆^程中，高層建筑表面的風(fēng)壓變化規(guī)律及風(fēng)荷載的作用機理。

建筑表面中心線在6個典型時刻的風(fēng)壓系數(shù)分布如圖10所示。圖10(a)給出了中心線位置，其中0-1為A面中心線，1-2為頂面中心線，2-3為C面中心線。如圖10(b)所示，高層建筑表面的風(fēng)壓分布在風(fēng)暴移動的過程中發(fā)生了顯著變化。t=100 s時，風(fēng)暴中心移動至x=600 m位置，建筑表面的風(fēng)壓系數(shù)基本為0，這是由于此時建筑距離風(fēng)暴中心仍較遠(相距1 200 m，即2Djet)，下沉氣流沖擊地面產(chǎn)生的擴散氣流尚未沖擊到高層建筑；t=200 s時，風(fēng)暴中心移動至x=1 200 m位置，其仍位于建筑前方，但二者距離縮小(相距600 m，即1Djet)，此時建筑A面為迎風(fēng)面，該面中下部風(fēng)壓較大，最大風(fēng)壓系數(shù)達到1.6左右；t=300 s時，風(fēng)暴中心移動至x=1 800 m，其位于建筑正上方，此時建筑頂面出現(xiàn)較大正壓；t=400～600 s時，風(fēng)暴中心已從建筑頂面越過，此時，建筑A面變?yōu)楸筹L(fēng)面，而C面成為迎風(fēng)面，此時，迎風(fēng)面的最大風(fēng)壓仍出現(xiàn)在中下部，但極值風(fēng)壓僅為0.75左右。

(a) 位置標(biāo)記(b) 典型時刻風(fēng)壓系數(shù)分布圖10 建筑中心線風(fēng)壓系數(shù)分布Fig.10 Distribution of wind pressure coefficient alongbuilding center line

為了揭示下?lián)舯┝饕苿舆^程中建筑表面的風(fēng)荷載作用機理，圖11～15給出了在下?lián)舯┝饕苿舆^程中，風(fēng)暴移動中心線上的高層建筑周圍在3個典型時刻的基于速度的渦量云圖以及對應(yīng)的建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。

圖11給出了下?lián)舯┝魑挥诟邔咏ㄖ胺綍r(t=200 s)的渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。從圖中可以看出，建筑表面漩渦主要集中在頂面迎風(fēng)側(cè)前沿以及側(cè)面迎風(fēng)側(cè)扇形區(qū)域，且在兩側(cè)面迎風(fēng)側(cè)上部角點位置附近渦量較大，說明氣流在迎風(fēng)面邊緣發(fā)生了流動分離。建筑迎風(fēng)面僅在貼近地面位置存在少量漩渦，且漩渦出現(xiàn)在迎風(fēng)面風(fēng)速駐點(迎風(fēng)面下部風(fēng)速為0處)下側(cè)，說明來流風(fēng)沖擊建筑迎風(fēng)面后，在駐點下方出現(xiàn)了強下切氣流，并在地面附近形成漩渦。建筑表面風(fēng)壓受氣體繞流的影響，迎風(fēng)面基本為正壓，最大正壓出現(xiàn)在下部風(fēng)速駐點處。其余面受氣體分離及再附的影響，在漩渦集中處相應(yīng)的負壓絕對值較大。

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖11 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布(t=200 s)Fig.11 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=200 s)

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖12 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=300 s)Fig.12 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=300 s)

圖12給出了下?lián)舯┝饕苿又粮邔咏ㄖ戏綍r(t=300 s)的渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。下沉氣流受慣性作用，在風(fēng)暴移動過程中其形態(tài)會出現(xiàn)一定偏斜，因而雖然此時射流噴口位于建筑正上方，但氣流沖擊地面的中心位置會略有滯后。從圖中可以看出，此時建筑已位于下沉氣流的沖擊范圍內(nèi)，建筑側(cè)面迎風(fēng)側(cè)角點位置出現(xiàn)了明顯的錐形渦。建筑頂面主要受下沉氣流作用，風(fēng)壓為正值，而在側(cè)面錐形渦處出現(xiàn)了較大負壓。

圖13給出了下?lián)舯┝饕苿又粮邔咏ㄖ蠓綍r(t=500 s)的渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。此時C面變?yōu)橛L(fēng)面，與圖10類似，建筑表面漩渦仍主要分布于頂面迎風(fēng)側(cè)前沿及側(cè)面迎風(fēng)側(cè)角點位置。此時風(fēng)暴的移動方向與風(fēng)暴后方氣流的整體流動方向相反，沖擊建筑的來流風(fēng)受到削弱，因而建筑表面的整體風(fēng)壓系數(shù)相對較小。

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖13 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=500 s)Fig.13 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=500 s)

4.3 建筑表面風(fēng)荷載(風(fēng)暴移動中心線外)

當(dāng)建筑位于風(fēng)暴移動中心線以外時，下?lián)舯┝鲗ㄖ娘L(fēng)荷載作用規(guī)律會隨二者間相對位置關(guān)系的改變而不同。為此，圖14、15分別給出了偏離風(fēng)暴移動中心線(y/Djet=1.0)的高層建筑在風(fēng)暴移動過程中的兩個典型時刻的渦量云圖及表面風(fēng)壓系數(shù)分布。

當(dāng)下?lián)舯┝魑挥诮ㄖ胺綍r(圖14)，因來流風(fēng)與A面夾角較大，而與B面夾角較小，因而氣流在A、B面交界處發(fā)生分離，A面仍主要受正壓作用，而B面邊沿則出現(xiàn)了較大的負壓。當(dāng)下?lián)舯┝饕苿又两ㄖ蠓綍r(圖15)，建筑頂面角部出現(xiàn)了明顯的錐形渦，在該位置處風(fēng)壓極值可達-1.8，其絕對值遠大于風(fēng)暴移動中心線上的建筑頂面負壓?？梢?，當(dāng)建筑偏離風(fēng)暴移動中心線時，移動下?lián)舯┝鲗Ω邔咏ㄖ娘L(fēng)荷載作用規(guī)律與未偏離時顯著不同，且建筑頂面角部及側(cè)面邊緣的極值風(fēng)壓可能更大。

(a)渦量云圖

(b)風(fēng)壓系數(shù)分布圖14 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=200 s)Fig.14 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=200 s)

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖15 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=400 s)Fig.15 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=400 s)

5 結(jié) 論

采用試驗和數(shù)值模擬研究了移動下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖ砻娴娘L(fēng)壓時變特性及其作用機理，得到主要結(jié)論如下：

(1) 基于大渦模型，采用時變速度入口的數(shù)值模擬方法能夠較好地還原移動下?lián)舯┝黠L(fēng)場，并捕捉高層建筑表面的風(fēng)壓時變特征。

(2) 在風(fēng)暴移動中心線上，當(dāng)建筑處于風(fēng)暴前緣時，其表面風(fēng)壓系數(shù)較大，而當(dāng)建筑處于風(fēng)暴后緣時，其表面風(fēng)壓系數(shù)相對較小，氣流分離形成的漩渦主要出現(xiàn)在頂面迎風(fēng)側(cè)前沿及側(cè)面迎風(fēng)側(cè)上角部區(qū)域，這些區(qū)域負壓相對較大。建筑頂面在風(fēng)暴經(jīng)過其上方時會出現(xiàn)較大正壓。

(3) 在風(fēng)暴移動中心線外，高層建筑的來流風(fēng)風(fēng)向會隨風(fēng)暴的移動而不斷發(fā)生變化，從而導(dǎo)致表面風(fēng)壓分布具有明顯的時變特征。當(dāng)建筑位于風(fēng)暴前緣時，與來流風(fēng)夾角較小的側(cè)面會由于氣流在鈍體邊緣的分離作用而出現(xiàn)較大的負壓區(qū)域。當(dāng)建筑位于風(fēng)暴后緣時，建筑頂面角部區(qū)域會由于錐形渦的產(chǎn)生而出現(xiàn)較大負壓。