李 藝，黃國慶,2，程 旭，趙麗娜

(1.西南交通大學(xué)土木工程系，成都 610000；2.重慶大學(xué)土木工程系，重慶 400000；3.資陽市自然資源和規(guī)劃局，資陽 641300)

下?lián)舯┝魇且环N突發(fā)性強(qiáng)的小尺度局地強(qiáng)風(fēng)，其近地面風(fēng)速可達(dá)75 m/s，嚴(yán)重威脅到輸電線塔和高層建筑等結(jié)構(gòu)的安全。例如，澳大利亞等國80%的輸電線塔坍塌與下?lián)舯┝飨嚓P(guān)[1]。下?lián)舯┝黠L(fēng)垂直撞擊地面后形成沿地面向外擴(kuò)散的高強(qiáng)風(fēng)，風(fēng)從下?lián)舯┝髦行奶幭蛲庵贝担哂泻軓?qiáng)的破壞力。因地面不光滑，阻礙了徑向風(fēng)的流動，氣流風(fēng)向會因此發(fā)生變化產(chǎn)生豎向分量風(fēng)，對建筑屋蓋等影響較大。下?lián)舯┝黠L(fēng)在撞擊地面的過程中，射流口還在發(fā)生著水平方向的運(yùn)動，造成地表附近的風(fēng)向變化加劇，使其具有較強(qiáng)的下沉氣流和低空風(fēng)切變，在極短時間內(nèi)產(chǎn)生極大的破壞力，對大跨、高聳結(jié)構(gòu)、輸電線塔、風(fēng)機(jī)等造成嚴(yán)重破壞。對高層建筑等結(jié)構(gòu)而言，下?lián)舯┝饕鸬暮奢d與常規(guī)風(fēng)差異較大，下?lián)舯┝髯饔孟陆Y(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)比大氣邊界層風(fēng)作用下的結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)大的多，例如下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ萆w中心處位移接近于常規(guī)風(fēng)作用下位移的2倍[2]。但中國荷載標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范僅提供了常規(guī)風(fēng)荷載，對下?lián)舯┝鞯忍厥怙L(fēng)并未考慮。由于下?lián)舯┝鞯奈：π砸约耙?guī)范指導(dǎo)的局限性，因此，研究下?lián)舯┝黠L(fēng)特性及其風(fēng)荷載特性具有重要的現(xiàn)實(shí)意義，可為實(shí)際工程的抗風(fēng)設(shè)計提供參考。

下?lián)舯┝鞯念l發(fā)引起了越來越多學(xué)者的關(guān)注。對下?lián)舯┝鞯难芯糠椒ㄖ饕譃楝F(xiàn)場實(shí)測、風(fēng)洞試驗(yàn)、數(shù)值模擬及理論研究四大類。在現(xiàn)場實(shí)測方面，F(xiàn)ujita[3]在NIMROD和JAWS項(xiàng)目中對下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了現(xiàn)場實(shí)測，依據(jù)實(shí)際觀測結(jié)果分析了下?lián)舯┝鞯牧鲌鎏匦?；Hjelmfelt[4]描述了在科羅拉多州觀測到的微暴流的形態(tài)，根據(jù)統(tǒng)計資料總結(jié)了微暴流的基本特征；Mccarthy等[5]調(diào)查了1982年夏天在美國丹佛斯臺普頓國際機(jī)場發(fā)生的微下?lián)舯┝魇录?，詳盡的描述了下?lián)舯┝鞯奈：?；黃國慶等[6]通過實(shí)測，發(fā)現(xiàn)在山區(qū)下?lián)舯┝黝l繁發(fā)生，這對山區(qū)大跨度橋梁、輸電線塔及風(fēng)機(jī)的抗風(fēng)設(shè)計提出了新的挑戰(zhàn)。

Chay和Letchford[7]開展了物理實(shí)驗(yàn)，研究在靜止型下?lián)舯┝髯饔孟铝⒎襟w上的壓力分布特征；Choi[8]利用穩(wěn)定的沖擊射流模型對下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了模擬實(shí)驗(yàn)研究以確定地面粗糙度對其風(fēng)剖線的影響；Zhang等[9]通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)研究了高層建筑距下?lián)舯┝魃淞髦行牟煌恢锰幍娘L(fēng)荷載；Jesson等[10]通過物理試驗(yàn)分析了瞬態(tài)下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ砻嫠矔r風(fēng)壓分布情況。

隨著計算機(jī)的發(fā)展，數(shù)值模擬方法也被廣泛應(yīng)用于風(fēng)工程研究。Selvam和Holmes[11]使用二維k-ε模型模擬了靜止下?lián)舯┝髯矒舻孛娴倪^程；Shehata等[12]通過比較下?lián)舯┝髋c常規(guī)風(fēng)對輸電線塔作用效應(yīng)的差異，揭示了在結(jié)構(gòu)設(shè)計時考慮強(qiáng)荷載的重要性；Sengupta和Sarkar[13]利用多種湍流模型模擬了下?lián)舯┝黠L(fēng)場，對比了數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的差異，探討了對下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬的最佳湍流模型、邊界條件和計算域；李朝[14]采用三維穩(wěn)態(tài)軸對稱模型對靜止型下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了下?lián)舯┝髫Q向風(fēng)速剖面的相應(yīng)特征；黨會學(xué)等[15]進(jìn)行了全尺寸下?lián)舯┝鰿FD數(shù)值模擬，據(jù)此提出了移動下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面的非線性預(yù)測方法；Huang等[16]基于RANS對下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了靜止型下?lián)舯┝黠L(fēng)場作用下高層建筑表面的壓力系數(shù)分布；Chowdhury等[17]通過數(shù)值模擬描述了下?lián)舯┝鞯慕Y(jié)構(gòu)和演變過程，并與現(xiàn)有的全尺度數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較；胡偉成等[18]對山丘地形風(fēng)場進(jìn)行了數(shù)值模擬，揭示了大渦模擬能有效得出山丘地形下脈動風(fēng)特性；Yumi和Yasushi[19]利用大渦模擬方法研究了強(qiáng)風(fēng)產(chǎn)生的機(jī)理，并闡明了下?lián)舯┝髡T導(dǎo)風(fēng)荷載的特征。

為了便于使用，基于前述研究，學(xué)者們提出了多個經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停貏e是針對風(fēng)剖面的模型?；谳S對稱下?lián)舯┝鞯募僭O(shè)，Oseguera和Bowles[20]提出了一種圓柱坐標(biāo)系下的三維穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝鲝较蝻L(fēng)速的分析模型，隨后Vicroy[21]基于現(xiàn)場實(shí)測改進(jìn)了其徑向風(fēng)速形狀函數(shù)，此更新的模型被命名為OBV模型；Holmes和Oliver[22]在風(fēng)暴中心移動基礎(chǔ)上，通過大量數(shù)據(jù)的擬合給出了徑向風(fēng)剖面的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?；Li等[23]考慮了特征高度的非線性效應(yīng)，修訂并更新了 OBV 模型；宋淳宸等[24]利用多元EMDAM/FM分解得出了模擬多點(diǎn)非平穩(wěn)下?lián)舯┝黠L(fēng)速的方法。

本文基于沖擊射流模型和雷諾時均方法對下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了數(shù)值模擬，重點(diǎn)研究了移動型下?lián)舯┝鲗Ω邔咏ㄖ娘L(fēng)荷載作用：首先，對靜止型下?lián)舯┝骷捌渥饔孟赂邔咏ㄖ娘L(fēng)荷載進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)對比，驗(yàn)證了計算模型及方法的可行性；然后，借助滑移網(wǎng)格技術(shù)對移動型下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了數(shù)值模擬，并將兩種狀態(tài)的下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了詳細(xì)的對比，研究了移動型下?lián)舯┝鞯娘L(fēng)場特性及其對建筑的影響。

1 靜止型下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬

基于RANS對靜止型下?lián)舯┝鬟M(jìn)行三維穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬，將數(shù)值模擬結(jié)果與Zhang等[9]的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，目的是為了驗(yàn)證本文數(shù)值模擬方法的可靠性，以便將其擴(kuò)展到移動情況，并將模擬的結(jié)果與后續(xù)移動型下?lián)舯┝鞯慕Y(jié)果進(jìn)行對比研究。

1.1 靜止型下?lián)舯┝黠L(fēng)場數(shù)值模擬

計算模型如圖1所示，整個風(fēng)場模型尺寸為20D×20D×6D，射流管直徑D=0.61 m(幾何縮尺比為1∶650)，射流管高度H=2D，射流口速度Vjet=13m/s(速度縮尺比為1∶6)，網(wǎng)格為六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，利用O-Block生成射流口中心網(wǎng)格。對網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證后，采用的網(wǎng)格示意圖見圖2，首層網(wǎng)格尺寸為3×10-5m，本次數(shù)值計算的網(wǎng)格數(shù)量為900萬。進(jìn)行數(shù)值模擬時，離散化設(shè)置如表1所示，湍流模型采用SSTk-ω模型，壓力速度耦合求解采用SIMPLEC算法，本文的數(shù)值模擬均在ANSYS/FLUENT平臺下進(jìn)行。本文穩(wěn)態(tài)模擬下亞松弛因子參數(shù)值保持默認(rèn)值，如表2所示。

圖1 風(fēng)場計算域剖面圖Fig.1 Profile of wind field calculation domain

圖2 網(wǎng)格示意圖Fig.2 Grid schematic

表1 離散化設(shè)置Table 1 Setting of discretization

表2 亞松弛因子設(shè)置Table 2 Setting of under-relaxation factors

將本文得到的徑向風(fēng)速的豎直剖面與已發(fā)表論文中的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果[25-27]及數(shù)值分析結(jié)果[28]相對比，圖3表明了數(shù)值模擬的結(jié)果吻合度較好，證明本文模型以及模擬方法是可行的。

圖3 與其他學(xué)者試驗(yàn)、數(shù)值模擬結(jié)果對比圖Fig.3 Comparisons with experimental and numerical results of other scholars

1.1.1 徑向風(fēng)速剖面

圖4描述了下?lián)舯┝黠L(fēng)場不同徑向位置r處的徑向風(fēng)速Vr沿豎向高度z的變化規(guī)律：同一徑向位置處徑向風(fēng)速Vr隨著高度z的增加急劇增大到最大值，并在一段高度內(nèi)保持著極值速度，后隨著高度的增加而減小。徑向距離越遠(yuǎn)，極值速度持續(xù)的時間越短。圖5描述了不同高度z處徑向風(fēng)速Vr隨徑向距離r的變化情況：同一豎直高度處徑向風(fēng)速Vr隨著徑向距離r的增加先線性增長，隨后風(fēng)速減弱。隨著高度的增加，最大風(fēng)速值點(diǎn)距離風(fēng)口越近。從下?lián)舯┝鲝较蝻L(fēng)速的豎直剖面和水平剖面圖中可以看出，徑向峰值風(fēng)速出現(xiàn)在近地面z=0.02D～0.06D，r=0.8D～1.2D范圍內(nèi)。

圖4 徑向風(fēng)速豎直剖面Fig.4 Vertical profiles of radial wind speed

圖5 徑向風(fēng)速水平剖面Fig.5 Horizontal profiles of radial wind speed

1.1.2 下?lián)舯┝鞯奶卣鞲叨确植?/p>

OBV(Oseguera and Bowles/Vicroy)模型[21]認(rèn)為邊界層厚度隨著徑向距離的增加而緩慢的線性增長。通常采用最大水平速度對應(yīng)高度Zm以及1/2最大水平速度對應(yīng)高度δ來描述下?lián)舯┝鬟吔鐚雍穸龋捎赯m太靠近地面難以測量，既敏感又不穩(wěn)定，通常選用δ來描述下?lián)舯┝鞯倪吔鐚雍穸取?/p>

從圖6可以看出CFD模擬的結(jié)果與Sengupta和Sarkar[13]提出δ的徑向形狀函數(shù)公式所得到的結(jié)果變化趨勢一致，表明邊界層的發(fā)展并不是呈線性增長，邊界層特征長度是隨徑向距離的增大先減小后增大。

圖6 下?lián)舯┝鞯奶卣鞲叨圈姆植糉ig.6 Distribution of characteristic height of downburst

1.2 靜止型下?lián)舯┝鲗Ω邔咏ㄖ饔玫臄?shù)值模擬

從下?lián)舯┝鲝较蝻L(fēng)速水平剖面模擬結(jié)果表明：風(fēng)速峰值基本出現(xiàn)在距射流中心r=1.0D附近。因此，將尺寸為45 mm×45 mm×180 mm的高層建筑布置在距射流中心1.0D處，如圖7所示。計算模型和參數(shù)設(shè)置同前，建筑物表面采用無滑移壁面邊界。

圖7 計算域剖面圖Fig.7 Calculation domain profile

1.2.1 壁面壓力系數(shù)分析

射流垂直噴射，在壁面形成一個核心高壓區(qū)。從圖8可以看出，在壁面射流口中心處壓力系數(shù)最大，壁面壓力系數(shù)約為1.0，在r=1.0D附近，壁面系數(shù)減小到0。正壓區(qū)域直徑約是射流口在壁面上投影直徑的2倍。

圖8 壁面壓力系數(shù)分布Fig.8 Distribution of wall pressure coefficient

1.2.2 建筑物表面局部壓力系數(shù)

在z=0.25h(h為建筑模型高)高度處從建筑物迎風(fēng)面中心到背風(fēng)面中心逆時針等距布置 19 個監(jiān)測點(diǎn)，見圖9。將本文模擬得到的壓力系數(shù)與Zhang等[9]的靜止型下?lián)舯┝髟囼?yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，壓力系數(shù)變化規(guī)律基本一致，模擬的結(jié)果有較好的吻合度。從圖9可以看出：建筑物迎風(fēng)面的壓力系數(shù)為正，在中心處達(dá)到最大，從中間向兩邊遞減，側(cè)面和背面的壓力系數(shù)為負(fù)，背面的壓力系數(shù)略微小于建筑物側(cè)面壓力系數(shù)值。模擬得到側(cè)面壓力系數(shù)絕對值小于試驗(yàn)值，這可能是由于采用穩(wěn)態(tài)模擬，側(cè)面的渦環(huán)較弱造成的。

圖9 建筑表面固定高度處壓力系數(shù)對比Fig.9 Comparison of pressure coefficients at fixed height of building surface

1.2.3 建筑迎風(fēng)面中線壓力系數(shù)

圖10描述了建筑迎風(fēng)面壓力系數(shù)隨高度的變化趨勢：在建筑物迎風(fēng)面底部出現(xiàn)一段高壓區(qū)，在一定高度范圍內(nèi)壓力系數(shù)保持Cp極值不變，后隨著高度的增加而減小，主要是因?yàn)橄聯(lián)舯┝鞯膹?qiáng)風(fēng)速一般出現(xiàn)在近地面附近。

圖10 建筑迎風(fēng)面中線壓力系數(shù)隨高度的變化Fig.10 Variation of centerline pressure coefficients of building windward surface with height

1.2.4 層間力

將建筑模型均分為10層，數(shù)值模擬計算各層層間力，層間力系數(shù)計算結(jié)果見表3。從表3可以看出，建筑模型表面橫風(fēng)向氣動力明顯小于順風(fēng)向氣動力系數(shù)。將所得到的順風(fēng)向氣動力系數(shù)CFr與Zhang等[9]的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果見圖11?？梢钥闯?，雖然CFD模擬的阻力系數(shù)結(jié)果小于試驗(yàn)所得到的結(jié)果，但各層阻力系數(shù)的變化趨勢是一致的，阻力系數(shù)隨著高度的增加先增大后減小，約在z=0.3h處風(fēng)力系數(shù)達(dá)到最大，這與前文的風(fēng)速變化趨勢吻合。本文采用的幾何縮尺比為1∶650，因此，在結(jié)構(gòu)設(shè)計時要注意下?lián)舯┝鲗?5 m建筑高度處的破壞。

表3 層間力系數(shù)值Table 3 Interlayer force coefficients

1.2.5 模型表面壓力系數(shù)云圖

圖12為模型表面壓力系數(shù)云圖。從圖12(a)可以看出，建筑物頂面壓力系數(shù)為負(fù)值且數(shù)值較小。圖12(b)顯示迎風(fēng)面壓力系數(shù)為正值，分布呈對稱性，同一豎向高度處，中心線上壓力系數(shù)最大，壓力系數(shù)隨高度的增加先保持著較大值不變而后減小。圖12(c)表明背面的壓力系數(shù)為負(fù)值，壓力系數(shù)隨高度的增高先增加后減小，由于流動在背面中心處發(fā)生了再附著，造成背面兩側(cè)壓力系數(shù)較大，中心壓力系數(shù)較小。

圖11 層間阻力系數(shù)分布Fig.11 Distribution of interlayer drag coefficients

圖12 模型表面風(fēng)壓分布Fig.12 Wind pressure distribution on model surface

1.2.6 不同風(fēng)向角下模型表面壓力系數(shù)

選取0°、15°、22.5°、45°風(fēng)向角來衡量不同風(fēng)向角對建筑表面壓力系數(shù)的影響，建筑物整體阻力系數(shù)見圖13，側(cè)面壓力系數(shù)云圖見圖14。從圖中可以看出，與常規(guī)風(fēng)情況相似[29]，當(dāng)風(fēng)向角為15o時會產(chǎn)生一個明顯的渦，側(cè)面出現(xiàn)一個最大負(fù)壓，約為-1.09。此時整體阻力系數(shù)最大，但各角度下的值差異不大，這與Zhang等[9]的試驗(yàn)結(jié)果相吻合：當(dāng)建筑物位于r=1.0D時，風(fēng)向角對風(fēng)力系數(shù)的影響較小。

圖13 各風(fēng)向角下建筑模型的整體阻力系數(shù)Fig.13 Overall drag coefficient of building model under each wind direction angle

圖14 側(cè)面壓力系數(shù)云圖Fig.14 Lateral pressure coefficient cloud

2 移動型下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬分析

現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)[30]說明，俯沖氣流下沉撞擊地面的過程中，射流中心并不是固定不動的，射流口的移動會增強(qiáng)運(yùn)動方向上的水平風(fēng)速，更容易造成建筑物的破壞。

2.1 移動型下?lián)舯┝黠L(fēng)場數(shù)值模擬

采用滑移網(wǎng)格技術(shù)以及瞬態(tài)計算方法可更加接近真實(shí)的模擬下?lián)舯┝黠L(fēng)場。計算域設(shè)置為22D×22D×6D的長方體區(qū)域，射流管直徑以及高度、射流速度同前。Holmes[31]推算下?lián)舯┝鞯囊苿铀俣确秶鸀?0 m/s～20 m/s，根據(jù)速度縮尺比1∶6，本文模擬選取移動速度為Vt=2 m/s。模型計算域見圖15，設(shè)定時間步長為0.001 s，邊界條件、湍流模型等同前。

滑移網(wǎng)格是一種能精確求解多運(yùn)動參考系問題的技術(shù)，采用2個或多個網(wǎng)格區(qū)域來進(jìn)行計算模擬。本文采用兩個獨(dú)立文件分別生成靜網(wǎng)格和動網(wǎng)格區(qū)域，在計算開始前將網(wǎng)格文件進(jìn)行合并，相鄰區(qū)域間采用分界面Interface進(jìn)行分隔，相鄰區(qū)域一側(cè)的網(wǎng)格沿著網(wǎng)格分界相對于另一側(cè)區(qū)域進(jìn)行滑動。本文采用鋪層方法來實(shí)現(xiàn)射流口的移動，通過在邊界層創(chuàng)建新的網(wǎng)格來完成運(yùn)動區(qū)一側(cè)的擴(kuò)展，通過邊界層網(wǎng)格的消除來完成另一側(cè)運(yùn)動區(qū)的收縮，并重新建立網(wǎng)格之間的連接關(guān)系，憑借分割與合并因子來保證鋪層效果。由于流動的非穩(wěn)態(tài)特性，因此，在計算中需要使用瞬態(tài)分析。計算模型如圖15所示，動網(wǎng)格區(qū)劃分為剛體運(yùn)動區(qū)域及變形區(qū)域。射流口從起點(diǎn)O沿x軸正方向勻速運(yùn)動到終點(diǎn)O＇，移動距離為10D，速度由UDF(user defined function)定義。

圖15 計算域示意圖Fig.15 Schematic diagram of calculation domain

將本文模擬得到的水平風(fēng)速豎直剖面與Chen等[32]的模擬結(jié)果以及Holmes等[22]的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行對比。圖16可說明本文數(shù)值模擬的結(jié)果吻合度較好，數(shù)值模擬的結(jié)果可靠。本文模擬的結(jié)果的極大值與Chen等[32]論文結(jié)果的極大值有微小差異，這是由于選取的下?lián)舯┝饕苿铀俣炔煌斐傻?，本文選取的移動速度為2 m/s，按1∶6速度縮尺比換算后為12 m/s，Holmes和Oliver[22]選取的移動速度也為12 m/s，Chen等[32]選取的移動速度為10 m/s，可看出移動速度越高，風(fēng)速峰值越大。

2.1.1 徑向風(fēng)速特征

各時刻的速度云圖可清晰描述下?lián)舯┝饔煞e云階段到成熟階段的發(fā)展過程，圖17顯示了主要代表性時刻對應(yīng)的速度云圖。0.5 s以前處于下?lián)舯┝鞯姆e云階段，環(huán)形渦還未到達(dá)壁面，下沉氣流未完全發(fā)展；在0.5 s時，第一個渦流接觸地面，氣流快速分散，形成徑向風(fēng)速；從0.5 s～1.0 s是渦流到達(dá)地面后的充分發(fā)展階段，影響區(qū)域不斷擴(kuò)大；從1.0 s～3.0 s速度云圖沒有太大變化，可認(rèn)為移動型下?lián)舯┝饕堰M(jìn)入成熟階段。

圖17 代表性時刻對應(yīng)的速度云圖Fig.17 Speed contour corresponding to representative moments

圖18描述了高度z=0.03D處不同時刻移動型下?lián)舯┝鲗?yīng)的徑向風(fēng)速剖面。從圖18可看出，在積云階段，下?lián)舯┝靼l(fā)展并不充分，該階段徑向風(fēng)速值較小，成熟階段后徑向風(fēng)速增強(qiáng)，風(fēng)速極值趨于穩(wěn)定，不同時刻徑向風(fēng)速剖面極值大小基本相同。

圖18 不同時刻移動型下?lián)舯┝鲝较蝻L(fēng)剖面Fig.18 Radial wind profile of downburst at different times

選取達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的移動型和靜止型下?lián)舯┝鞯膹较蝻L(fēng)速剖面進(jìn)行對比，結(jié)果見圖19。兩運(yùn)動狀態(tài)下徑向風(fēng)速剖面的變化規(guī)律基本一致。從圖中可以看出，靜止型下?lián)舯┝髡?fù)風(fēng)速極值大小一致，而移動型下?lián)舯┝鞯呢?fù)風(fēng)速極值小于正風(fēng)速極值，下?lián)舯┝鞯囊苿釉鰪?qiáng)了運(yùn)動方向上的徑向風(fēng)速，減弱了負(fù)方向的徑向風(fēng)速。

圖19 移動型與靜止型下?lián)舯┝鲝较蝻L(fēng)速剖面對比Fig.19 Comparison of radial wind profiles between moving and static downbursts

2.1.2 風(fēng)速時程曲線

時程曲線中時間軸可通過公式向空間軸進(jìn)行轉(zhuǎn)化,轉(zhuǎn)化公式如下：

式中：X為距風(fēng)場中心的水平距離；t為射流中心移動的時間。

通過公式轉(zhuǎn)化后，橫坐標(biāo)0點(diǎn)位于計算流域中心處。監(jiān)測風(fēng)場中心處距離地面高度z=0.03D點(diǎn)的風(fēng)速時程曲線，如圖20所示?？煽闯鲲L(fēng)速的變化符合如下規(guī)律：射流口靠近過程中，監(jiān)測點(diǎn)的徑向風(fēng)速逐漸增大，達(dá)到風(fēng)速峰值后風(fēng)速減弱，隨著射流口的繼續(xù)移動，徑向風(fēng)速增加，出現(xiàn)二次峰值。射流口遠(yuǎn)離監(jiān)測點(diǎn)的過程中，負(fù)向風(fēng)速增加，約在距離測點(diǎn)0.75D處達(dá)到負(fù)向風(fēng)速極值，隨后負(fù)向風(fēng)速減弱最后速度值趨于0。這與圖21中Holmes和Oliver[22]參考安德魯斯A.F.B.沖擊風(fēng)實(shí)地觀測數(shù)據(jù)[33]進(jìn)行模擬得到的風(fēng)速時程曲線變化規(guī)律吻合。

圖20 射流口處于風(fēng)場中心某一固定高度觀測點(diǎn)不同徑向位置時監(jiān)測點(diǎn)的風(fēng)速變化Fig.20 Wind speed variation at a fixed height in center of wind field at different radial positions of jet nozzle

圖21 安德魯斯A.F.B.下?lián)舯┝鞯哪M風(fēng)速記錄Fig.21 Simulated wind speed and direction records for Andrews A.F.B.downburst

2.2 移動型下?lián)舯┝鲗Ω邔咏ㄖ饔玫臄?shù)值模擬

下?lián)舯┝鞯囊苿釉鰪?qiáng)了運(yùn)動方向的風(fēng)速值，建筑物表面的風(fēng)壓會有所增大，研究移動型下?lián)舯┝鲗ㄖ锏淖饔眯?yīng)對結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計至關(guān)重要。本節(jié)將建筑物布置在計算流域中心處，見圖15，其他參數(shù)條件同上。

2.2.1 壁面壓力系數(shù)分析

當(dāng)t= 2 s時，射流中心移動了6.56D，將此時射流中心坐標(biāo)作為原點(diǎn)坐標(biāo)，進(jìn)行局部放大，結(jié)果見圖22。與靜止型下?lián)舯┝飨啾龋聯(lián)舯┝髡龎汉诵膮^(qū)域縮小，在X=0.5D附近，壓力接近于大氣壓，正壓區(qū)域約等于噴射口投影到壁面的范圍。距射流口中心1.3D處，壁面出現(xiàn)負(fù)壓，并隨著距射口投影中心的距離的增加負(fù)壓增大，在距射流口中心約為2D處負(fù)值達(dá)到最大，隨后距離噴射口投影中心越遠(yuǎn)，負(fù)壓迅速減小接近于0。

圖22 2 s時壁面壓力系數(shù)分布Fig.22 Distribution of wall pressure coefficient at 2 s

2.2.2 壓力系數(shù)時程曲線

由于建筑的對稱性，只選擇在建筑物頂面一側(cè)設(shè)置了6個觀測點(diǎn)，測點(diǎn)布置如圖23所示。隨著下?lián)舯┝鞯目拷?，建筑表面出現(xiàn)負(fù)壓，且隨著距離的靠近，負(fù)壓值增大，約在距建筑1.5D范圍處達(dá)到最值，隨后壓力系數(shù)絕對值減小。當(dāng)下?lián)舯┝鬟\(yùn)動到建筑物上方時，頂面壓力系數(shù)變?yōu)檎挡⒅饾u增大，約在建筑正上方附近達(dá)到峰值，后隨著下?lián)舯┝鞯倪h(yuǎn)離，壓力系數(shù)減弱。從圖23可以看出，頂面中心壓力系數(shù)最大，迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)其次，側(cè)面的壓力系數(shù)最小。

圖23 建筑物頂面監(jiān)測點(diǎn)的壓力系數(shù)時程曲線Fig.23 Pressure coefficient time history curves of monitoring points on top of building

分別在建筑物正面和背面中心線上高度z=1/3h、z=1/2h、z=2/3h處各設(shè)置3個觀測點(diǎn)，圖24描述了建筑物迎風(fēng)面壓力系數(shù)的變化情況：隨著射流口距建筑的徑向距離縮短，迎風(fēng)面的壓力系數(shù)逐漸增大，當(dāng)射流口到達(dá)建筑正上方時，壓力系數(shù)達(dá)到峰值，隨后隨著射流口的遠(yuǎn)離而減小，當(dāng)距建筑物1D距離時，壓力系數(shù)由正變?yōu)樨?fù)且逐漸增大，在r=2D時，達(dá)到吸力達(dá)到峰值。射流中心與建筑物的距離為?1D～2.5D時，移動型下?lián)舯┝鲗ㄖ镉L(fēng)面影響較大。

圖24 建筑物正面監(jiān)測點(diǎn)的壓力系數(shù)時程曲線Fig.24 Pressure coefficient time history curves of monitoring points on front surface of building

圖25描述了建筑物背面壓力系數(shù)的變化情況：在下?lián)舯┝黠L(fēng)口距建筑物?2D時，建筑物背風(fēng)面壓力系數(shù)出現(xiàn)負(fù)值，隨著射流口的靠近，壓力系數(shù)絕對值增大，在1D時達(dá)到峰值。在下?lián)舯┝鞯竭_(dá)建筑物正上方時，壓力系數(shù)變?yōu)檎挡⒅饾u增加，在遠(yuǎn)離建筑物1D時，壓力系數(shù)達(dá)到最大值，最后隨著下?lián)舯┝鞯倪h(yuǎn)離，背面壓力系數(shù)減弱直至為0。射流中心與建筑物的距離為?2D～2D時，下?lián)舯┝鲗ㄖ锉趁嬗绊戄^大。

圖25 建筑物背面監(jiān)測點(diǎn)的壓力系數(shù)時程曲線Fig.25 Pressure coefficient time history curves of the monitoring points on back of the building

2.2.3 建筑中心切面流場

建筑物中心切面流場如圖26所示，下?lián)舯┝鳉饬髟馐艿搅私ㄖ娴淖璧K，近乎垂直的氣流方向變?yōu)樨Q直向上，并與建筑側(cè)上方的氣流聚集，隨后在建筑正面與頂部分界處產(chǎn)生分離，建筑頂部受到吸力作用，而氣流在建筑背面方向向下，并在背面發(fā)生再附形成渦。

圖26 建筑中心切面流場Fig.26 Flow field of building center cut surface

2.2.4 建筑表面壓力系數(shù)

通過分析建筑物迎風(fēng)面、背風(fēng)面的壓力系數(shù)云圖，可以看出建筑在離射流口不同位置時，壓力系數(shù)沿高度變化的不同。選取t=1s及t=2s為代表時刻，此時建筑表面壓力系數(shù)云圖見圖27(a)、圖27(b)。在下?lián)舯┝骺拷倪^程中，迎風(fēng)面壓力系數(shù)為正值，在近地面一段高度處保持不變，后隨著高度的增加而減小，且中心線處的壓力系數(shù)大于兩側(cè)的壓力系數(shù)值。背面壓力系數(shù)為負(fù)值，隨著高度的增加先增大后減小。在下?lián)舯┝鬟h(yuǎn)離的過程情況則剛好相反。

圖27 代表性時刻建筑物正面、背面壓力系數(shù)云圖Fig.27 Windward and leeward faces of building pressure coefficient contour at representative moments

2.2.5 局部壓力系數(shù)

對建筑物局部壓力系數(shù)進(jìn)行模擬，測點(diǎn)布置同圖9、圖10。圖28描述了移動型下?lián)舯┝髋c靜止型下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ砻婀潭ǜ叨忍帀毫ο禂?shù)對比情況，圖29、圖30描述了建筑物正面、背面中心線上壓力系數(shù)對比情況。通過比較靜止型及移動型下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ砻鎵毫ο禂?shù)發(fā)現(xiàn)：兩狀態(tài)下建筑表面的壓力系數(shù)變化趨勢一致，但移動型下?lián)舯┝鞯膲毫ο禂?shù)大于靜止型下?lián)舯┝鲏毫ο禂?shù)，對建筑造成的作用更強(qiáng)，應(yīng)在設(shè)計時加以考慮。

圖28 建筑表面固定高度處壓力系數(shù)對比Fig.28 Comparison of pressure coefficient at a fixed height of building surface

圖29 建筑物正面中心線上壓力系數(shù)對比Fig.29 Comparison of pressure coefficients on center line of front of building

圖30 建筑物背面中心線上壓力系數(shù)對比Fig.30 Comparison of pressure coefficients on center line of back of building

本節(jié)基于數(shù)值模擬分析了移動下?lián)舯┝鲗ㄖY(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓的影響，從本節(jié)可知下?lián)舯┝鲝?qiáng)風(fēng)速區(qū)集中在近地面處，在建筑物迎風(fēng)面底部會出現(xiàn)一段高壓區(qū)，并給出了下?lián)舯┝饕苿拥挠绊懛秶?，在建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計中應(yīng)著重注意。除了需要考慮下?lián)舯┝鞯慕ㄖ鏇_擊，還應(yīng)考慮射流中心經(jīng)過后尾流區(qū)域渦旋的影響。中國風(fēng)荷載規(guī)范只給出了邊界層的風(fēng)荷載，對于一些重要或體型特別的結(jié)構(gòu)，由于下?lián)舯┝髁鲌鲚^為復(fù)雜，應(yīng)通過風(fēng)洞試驗(yàn)或數(shù)值模擬來確定結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載和風(fēng)致效應(yīng)。

3 結(jié)論

本文借助于沖擊射流模型，利用SSTk-ω湍流模型對靜止型、移動型下?lián)舯┝黠L(fēng)場及其作用下高層建筑的風(fēng)荷載進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將兩種狀態(tài)下的結(jié)果進(jìn)行對比，得到的結(jié)論如下：

(1) 將本文研究所得到下?lián)舯┝鲝较蝻L(fēng)剖面結(jié)果與部分現(xiàn)有研究結(jié)果相比較，結(jié)果較為吻合，驗(yàn)證了本文采用的模型和模擬方法的可靠性。

(2) 靜止型下?lián)舯┝黠L(fēng)壓與風(fēng)洞試驗(yàn)對比，模擬的結(jié)果吻合度高。建筑物迎風(fēng)面壓力系數(shù)為正值，側(cè)面和背面為負(fù)值，同一高度處，迎風(fēng)面的壓力系數(shù)在中心處壓力系數(shù)最大，由中心向兩側(cè)逐漸減小。建筑物側(cè)面受到的吸力大于背面的吸力。

(3) 從速度云圖可看出移動型下?lián)舯┝鳝h(huán)渦尚未到達(dá)地面直至環(huán)渦接觸地面之后充分發(fā)展的過程，符合下?lián)舯┝餍纬蛇^程的變化特征。射流口的移動會增強(qiáng)運(yùn)動方向上的水平風(fēng)速，同一監(jiān)測點(diǎn)會出現(xiàn)兩次速度峰值，在運(yùn)動方向上的風(fēng)速極值總是大于負(fù)方向的風(fēng)速極值。

(4) 移動雷暴射流中心靠近建筑物的過程中，建筑物正面的壓力系數(shù)沿高度不斷減小，背面壓力系數(shù)沿高度絕對值先增大后減小，在遠(yuǎn)離建筑物時其變化規(guī)律恰好相反。移動型下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ砻娴膲毫ο禂?shù)大于靜止型下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ砻鎵毫ο禂?shù)，對建筑造成的破壞更強(qiáng)，應(yīng)在設(shè)計時加以考慮以提高設(shè)計的安全性。