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(fēng)場(chǎng)，通過(guò)協(xié)同流模擬下?lián)舯┝魉揭苿?dòng)，基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法，采用雷諾應(yīng)力模型（RSM）的Stress-Omega模型模擬了穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝鞯钠骄L(fēng)剖面，并在風(fēng)場(chǎng)中建立高層建筑物模型，研究下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中高層建筑物表面風(fēng)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(fēng)剖面與下?lián)舯┝骼碚擄L(fēng)剖面以及試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，壁面射流模型風(fēng)場(chǎng)中建筑風(fēng)壓分布特征與沖擊射流風(fēng)洞試驗(yàn)一致;迎風(fēng)面風(fēng)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(qiáng)度的增大而減小.當(dāng)下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面半高值大于1.45倍建筑物高度時(shí)，壁面射流風(fēng)場(chǎng)中建筑風(fēng)壓分布與大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)中類似.協(xié)同流對(duì)結(jié)構(gòu)中下部風(fēng)壓分布影響較大，而風(fēng)向角對(duì)最大風(fēng)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(yīng)力模型;風(fēng)壓系數(shù)

中圖分類號(hào)：TU312.1? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：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(qiáng)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(shí)破壞性強(qiáng)風(fēng)[1].在雷雨天氣時(shí)，發(fā)生微下?lián)舯┝鞯母怕士蛇_(dá)60%～70%，并且產(chǎn)生的近地面強(qiáng)風(fēng)最大風(fēng)速可超過(guò)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(shí)際工程中，大多數(shù)國(guó)家的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范采用的風(fēng)荷載都是通過(guò)統(tǒng)計(jì)方法得到的大氣邊界層風(fēng)荷載，對(duì)下?lián)舯┝鞯葷撛谕{高聳結(jié)構(gòu)安全的強(qiáng)風(fēng)荷載并未加以考慮.因此，對(duì)下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖL(fēng)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(jī)性強(qiáng)，持續(xù)時(shí)間短，實(shí)測(cè)研究非常困難，目前研究下?lián)舯┝黠L(fēng)荷載效應(yīng)的方法主要為風(fēng)洞試驗(yàn)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(dòng)下?lián)舯┝鞯娘L(fēng)場(chǎng)特征，并分析了立方體表面的壓力分布.Sengupta等[7]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)以及大渦模擬，研究了下?lián)舯┝骱妄埦盹L(fēng)作用下立方體建筑和高層建筑表面的風(fēng)荷載特性.Mason等[8]通過(guò)脈動(dòng)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(yīng).陳勇等[9]利用射流裝置、粗糙元等模擬了下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)，對(duì)球殼形大跨度屋面的風(fēng)壓分布進(jìn)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(fēng)場(chǎng)，研究了不同徑向位置處高層建筑的風(fēng)荷載特性.汪之松等[11]通過(guò)沖擊射流試驗(yàn)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(fēng)壓分布特性.Kim等[12]通過(guò)數(shù)值模擬，對(duì)比了大氣邊界層風(fēng)與下?lián)舯┝鲗?duì)建筑物的風(fēng)荷載效應(yīng).李宏海等[13]基于徑向射流模型，研究了二維下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中高層建筑物表面風(fēng)壓分布.湯卓等[14]采用大渦模擬方法研究了下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中不同徑向位置處方形界面高層建筑的風(fēng)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(biāo)準(zhǔn)模型的表面風(fēng)壓分布，發(fā)現(xiàn)下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖ锏谋砻骘L(fēng)壓分布與邊界層風(fēng)存在較大差異.

到目前為止，大部分試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬都采用沖擊射流模型，由于實(shí)驗(yàn)設(shè)備限制，很難實(shí)現(xiàn)大縮尺比與移動(dòng)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(duì)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(guò)平面壁面射流模型來(lái)研究下?lián)舯┝鞯某隽鲄^(qū)域，協(xié)同流模擬下?lián)舯┝髌絼?dòng)，避開(kāi)常規(guī)研究中沖擊射流噴嘴尺寸較小并且移動(dòng)困難的問(wèn)題，可以實(shí)現(xiàn)與一般傳統(tǒng)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中相同的幾何縮尺比（1 ∶100 ～ 1 ∶ 250）[16].本文通過(guò)對(duì)平面壁面射流進(jìn)行數(shù)值模擬，研究平面壁面射流風(fēng)場(chǎng)中建筑物的風(fēng)壓分布情況，分析下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)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(fēng)洞中進(jìn)行下?lián)舯┝鞔蟪叨蕊L(fēng)工程研究的可行性.

1? ?計(jì)算模型及方法

通過(guò)對(duì)JAWS研究計(jì)劃實(shí)測(cè)結(jié)果的總結(jié)，Hjelmfelt[17]給出了典型下?lián)舯┝鞯娘L(fēng)場(chǎng)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(fēng)速，r為下?lián)舯┝鞯膹较蚓嚯x，Z為離地高度.

從結(jié)構(gòu)風(fēng)工程的角度來(lái)看，由于下?lián)舯┝髦行拿娣e較小，其導(dǎo)致結(jié)構(gòu)物破壞的概率也小得多，而下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中的水平段具有更大的面積，對(duì)結(jié)構(gòu)的危害更大.通過(guò)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(jiǎn)化為一個(gè)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(fēng)剖面的最大速度，ym 和y1/2分別是Um和1/2（Um - UE）對(duì)應(yīng)的豎向位置.

壁面射流模型計(jì)算域如圖3所示，其中射流高度b=30 mm，計(jì)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(fēng)速為30 m/s，定義壁面射流和協(xié)同流速度之比β = UE /Uj來(lái)確定協(xié)同流大小.Hjelmfelt[17]的實(shí)測(cè)研究表明，約有50%的下?lián)舯┝靼殡S云層平動(dòng)，而平移速度最快能達(dá)到20 m/s[18].目前的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)中，最大下?lián)舯┝黠L(fēng)速為Fujita[19]記錄的華盛頓圣安德魯斯空軍基地（Andrews AFB）下?lián)舯┝鳎陔x地4.9 m高度處的風(fēng)速超過(guò)67 m/s;而3個(gè)常用的下?lián)舯┝髌骄L(fēng)速分布剖面模擬的理論模型[20-22]（Oseguera、Vicroy、Wood）采用的最大風(fēng)速均為80 m/s.下?lián)舯┝髌揭婆c下?lián)舯┝髯畲箫L(fēng)速的比值β = UE /Uj約為0.25.因此，為了反映真實(shí)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(jī)性，較難捕捉到其完整的風(fēng)速信息，標(biāo)準(zhǔn)地貌風(fēng)場(chǎng)湍流度的取值尚無(wú)定論，大部分沖擊射流試驗(yàn)和數(shù)值模擬都采用較小的入流湍流強(qiáng)度[11-12].Chay等[23]通過(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，確定了高層建筑高度范圍內(nèi)的湍流強(qiáng)度為5%～10%;Aboshosha等[24]采用大渦模擬方法，得到了開(kāi)放地形下最大風(fēng)速附近湍流度為8%～12%.因此，如無(wú)特別說(shuō)明，本文壁面射流湍流強(qiáng)度取5%.同時(shí)，經(jīng)典壁面射流試驗(yàn)中，壁面射流入流均為弱強(qiáng)度湍流，其湍流強(qiáng)度一般不大于2%，協(xié)同流湍流強(qiáng)度更小.本文通過(guò)協(xié)同流來(lái)模擬下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中的云層平動(dòng)，云層平動(dòng)對(duì)下?lián)舯┝黠L(fēng)的湍流度影響不大，因此湍流度選取為0.5%.

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

整個(gè)計(jì)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(qiáng)壁面處理，下壁面第一層網(wǎng)格高度滿足無(wú)量綱參數(shù)y+ < 1，風(fēng)場(chǎng)模擬網(wǎng)格數(shù)為170萬(wàn).在進(jìn)行建筑物風(fēng)壓模擬時(shí)，建筑模型位于計(jì)算域中心線上，模型尺寸為10 mm × 10 mm × 60 mm，對(duì)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(jìn)行加密，因此，計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量略有增加.采用多區(qū)域計(jì)算模型，把建筑物與流場(chǎng)分兩個(gè)區(qū)域，總網(wǎng)格數(shù)為310萬(wàn)，分界面數(shù)據(jù)傳遞通過(guò)定義interface對(duì)來(lái)完成，如圖4所示.根據(jù)不同工況進(jìn)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(shí)能減少計(jì)算網(wǎng)格數(shù)，提高計(jì)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(dòng)力黏度;τij = -ρui′uj′，是雷諾應(yīng)力張量.湍流模型采用基于各向異性的雷諾應(yīng)力模型（RSM Stress-Omega），通過(guò)直接求解雷諾應(yīng)力的輸運(yùn)方程來(lái)得到雷諾應(yīng)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(duì)該模型參數(shù)進(jìn)行了一定的修正，進(jìn)一步提高了SORSM模型的性能，而Fluent軟件參數(shù)并沒(méi)有進(jìn)行修正.為了得到更好的模擬結(jié)果，本文采用文獻(xiàn)[27]中修正參數(shù)進(jìn)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(dòng)量和壓力的離散采用較高精度的二階迎風(fēng)格式.

2? ?壁面射流流場(chǎng)驗(yàn)證

現(xiàn)有文獻(xiàn)通常是對(duì)靜止下?lián)舯┝鬟M(jìn)行研究，為了驗(yàn)證壁面射流模型的可靠性，通過(guò)計(jì)算典型無(wú)協(xié)同流壁面射流模型對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行檢驗(yàn).壁面射流模型通常使用半高y1/2和最大風(fēng)速Um進(jìn)行無(wú)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(fēng)剖面的最大速度，y1/2為1/2（Um - UE）對(duì)應(yīng)的豎向位置.選取順流向距離為10b、30b和50b處的風(fēng)剖面，同現(xiàn)有常用的下?lián)舯┝鹘?jīng)驗(yàn)風(fēng)剖面模型和物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)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(fēng)剖面具有較強(qiáng)的自相似性，并且與壁面射流試驗(yàn)[28]、沖擊射流試驗(yàn)[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(shuō)明采用SORSM模型能夠?qū)Ρ诿嫔淞鬟M(jìn)行準(zhǔn)確的模擬.圖6為x = 30b處不同風(fēng)速比β時(shí)的平均風(fēng)剖面.當(dāng)y < ym時(shí)風(fēng)剖面基本重合，說(shuō)明在壁面射流內(nèi)層受協(xié)同流的影響不大，隨后風(fēng)剖面開(kāi)始分離，隨著β的增大，壁面射流外層風(fēng)速增大.

3? ?建筑表面風(fēng)壓研究

3.1? ?模擬方法驗(yàn)證

目前僅有沖擊射流試驗(yàn)?zāi)M靜止下?lián)舯┝飨碌慕ㄖL(fēng)壓測(cè)試結(jié)果[11].文獻(xiàn)[11]初始出流速度為12 m/s，湍流強(qiáng)度為1%.圖7為沖擊射流試驗(yàn)R = 1.5D與壁面射流x = 15b處的平均風(fēng)剖面，壁面射流模型與沖擊射流試驗(yàn)的風(fēng)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(yàn)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(yàn)得到的迎風(fēng)面風(fēng)壓系數(shù)分布.由于建筑模型尺寸以及風(fēng)壓系數(shù)參考風(fēng)速的差異，采用無(wú)量綱進(jìn)行對(duì)比分析，可以看出，數(shù)值模擬迎風(fēng)面風(fēng)壓系數(shù)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，僅在上部風(fēng)壓處略有差異.總體來(lái)說(shuō)，采用壁面射流模型數(shù)值模擬方法能夠較為準(zhǔn)確地模擬下?lián)舯┝鞒隽鞫物L(fēng)場(chǎng)特性，可作為進(jìn)一步研究下?lián)舯┝鞒隽鞫谓ㄖL(fēng)壓特性的有效方法.

3.2? ?不同徑向距離的風(fēng)壓分布

協(xié)同流與射流風(fēng)速之比β為0.1時(shí)，不同順流向位置建筑模型迎風(fēng)面中心線壓力系數(shù)分布如圖9所示.迎風(fēng)面風(fēng)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(fēng)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(fēng)壓的關(guān)系，可以通過(guò)壁面射流風(fēng)剖面長(zhǎng)度尺度y1/2與建筑高度H之比來(lái)反映，當(dāng)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(fēng)壓分布逐漸與大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)作用下類似.

不同順流向位置背風(fēng)面中心線壓力系數(shù)如圖10所示.當(dāng)建筑模型位于15b之前，負(fù)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(diǎn);當(dāng)模型位于20b時(shí)，負(fù)壓力分布呈現(xiàn)出下小上大的特點(diǎn)，并且在頂部急劇增大;當(dāng)模型位置大于30b時(shí)壓力系數(shù)仍然表現(xiàn)出下小上大的特點(diǎn)，但是在建筑頂部趨于平緩，逐漸與邊界層風(fēng)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(shí)，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?duì)建筑物作用荷載時(shí)，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(fēng)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(shí)際風(fēng)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?yàn)檠芯繀^(qū)域，同時(shí)建筑物高度H應(yīng)該小于1.45倍y1/2.下?lián)舯┝髯畲箫L(fēng)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(jì)記錄，下?lián)舯┝鞒隽髦睆狡骄鶠? 800 m，即最大風(fēng)速高度約為54 ～ 90 m，據(jù)此可通過(guò)壁面射流來(lái)研究下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中的最大風(fēng)荷載.

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

3.3? ?不同協(xié)同流大小的風(fēng)壓分布

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

3.4? ?不同入流湍流強(qiáng)度的風(fēng)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(diǎn)在最大風(fēng)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(shí)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(huì)產(chǎn)生湍流. β = 0.1時(shí)不同順流向距離的湍流強(qiáng)度如圖14所示.可以看出，在接近射流入口的地方，湍流強(qiáng)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(kuò)展.這種特征也反映在雷諾切應(yīng)力上，如圖15所示.

β = 0.1時(shí)不同入流湍流強(qiáng)度下x = 20b處建筑迎風(fēng)面風(fēng)壓系數(shù)如圖16所示，可以看出，湍流強(qiáng)度越大，風(fēng)壓系數(shù)反而越小.分析建筑物前方風(fēng)速剖面可以發(fā)現(xiàn)，射流入流湍流強(qiáng)度越大，平均風(fēng)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(dòng)量傳遞.當(dāng)湍流強(qiáng)度越大時(shí)，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(fēng)速高度以及半高位置會(huì)上移，如圖17所示.

3.5? ?不同攻角風(fēng)壓分布

圖18為x = 20b處不同風(fēng)向角建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布，可以看出，風(fēng)向?yàn)?°時(shí)，只有迎風(fēng)面為正壓，側(cè)面與背風(fēng)面都是負(fù)壓.而風(fēng)向角為45°時(shí)，兩側(cè)迎風(fēng)面都為正壓，最大正壓略大于0°迎風(fēng)角，而兩側(cè)背風(fēng)面為負(fù)壓，其最大負(fù)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(fēng)場(chǎng)的出流段，采用CFD方法對(duì)壁面射流風(fēng)場(chǎng)以及建筑模型表面風(fēng)壓分布進(jìn)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(fēng)場(chǎng)特性，得到與經(jīng)驗(yàn)剖面、壁面射流試驗(yàn)和沖擊射流試驗(yàn)較為吻合的風(fēng)速剖面.同時(shí)，建筑物在平面壁面射流風(fēng)場(chǎng)中的風(fēng)壓分布特征與在沖擊射流模型中分布基本一致，驗(yàn)證了本文方法的可靠性.

2）迎風(fēng)面最大風(fēng)壓系數(shù)所在高度隨順流向距

離的增加而不斷增大，當(dāng)y1/2 /H > 1.45時(shí)，壁面射流風(fēng)場(chǎng)作用下建筑風(fēng)壓分布逐漸與大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)作用下類似.在研究下?lián)舯┝鲗?duì)建筑物作用荷載時(shí)，建議取順流向15b< x < 200b為研究區(qū)域，同時(shí)建筑物高度H與射流半高y1/2 之比應(yīng)該小于1.45.

3）迎風(fēng)面中下部風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)速比的增大

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

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