汪之松， 武彥君， 方智遠(yuǎn)

(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(diǎn)實驗室，重慶 400045)

Fujita[1]定義下?lián)舯┝鳛槔妆┨鞖庵屑彼傧鲁翚饬髅土覜_擊地面并向四周擴(kuò)散而引起近地面短時強(qiáng)風(fēng)的災(zāi)害現(xiàn)象，在世界各地發(fā)生的頻率都很高，嚴(yán)重影響人的正常生活甚至危及人的生命財產(chǎn)安全。2012年5月6日，日本東部地區(qū)突遇下?lián)舯┝?，造?人死亡近50人受傷，約2萬戶家庭斷電；2015年6月1日21時26分，“東方之星”客輪遭受下?lián)舯┝饕u擊，瞬時極大風(fēng)力達(dá)13級，持續(xù)時間約6分鐘，導(dǎo)致442人遇難。Proctor[2]根據(jù)相關(guān)資料分析認(rèn)為下?lián)舯┝魇且环N普遍現(xiàn)象，在雷雨天氣情況下發(fā)生的概率高達(dá)60%～70%；根據(jù)澳大利亞對輸電線塔倒塌破壞的調(diào)查分析表明，90%左右的輸電塔線體系的倒塌破壞事故均是由下?lián)舯┝鞯葟?qiáng)風(fēng)造成。

下?lián)舯┝靼l(fā)生頻度高且破壞性強(qiáng)，國內(nèi)外學(xué)者針對下?lián)舯┝鞯娘L(fēng)剖面特性進(jìn)行了一系列研究。軸對稱穩(wěn)態(tài)風(fēng)剖面研究已取得豐碩的成果[3-7]， Oseguera等[8]、Wood等[9]、Vicroy[10]、陳勇等[11]提出了平均風(fēng)速經(jīng)驗?zāi)Ｐ?。而氣象觀測結(jié)果表明，由于受到大氣邊界層風(fēng)的影響，下?lián)舯┝鞑粌H僅是靜止型的軸對稱模式，還具有整體水平運(yùn)動的特征。這種移動型下?lián)舯┝髟谄溥\(yùn)動方向上以及在較短時間尺度內(nèi)，風(fēng)速更強(qiáng)并伴隨風(fēng)向改變，動力效應(yīng)明顯，更容易造成輸電塔線體系的破壞?？紤]非穩(wěn)態(tài)沖擊風(fēng)主要采用矢量合成法[12]，所用橫廓線模型包括：Oseguer等、Vicroy、陳勇等提出的平均風(fēng)速經(jīng)驗?zāi)Ｐ汀olmes橫廓線模型[12]、Chay等[13]提出的加以改進(jìn)的OBV模型。在此基礎(chǔ)上，Holmes等從經(jīng)典的沖擊射流理論出發(fā)，將沖擊射流的徑向風(fēng)速與雷暴沖擊風(fēng)的風(fēng)暴中心移動風(fēng)速矢量合成，提出了一個能描述雷暴沖擊風(fēng)水平風(fēng)速和雷暴移動的雷暴沖擊風(fēng)速模型。Chen等[14]采用諧波合成法模擬了脈動風(fēng)，再采用矢量合成法和Holmes-Oliver橫廓線模型，最終獲得了包含脈動部分的非平穩(wěn)水平平均風(fēng)速時程。但基于矢量合成法獲得的水平平均風(fēng)速時程都無法全面考慮沖擊風(fēng)移動速度和射流速度對下?lián)舯┝黠L(fēng)場的影響。

李錦華等[15]通過非均勻調(diào)制函數(shù)法證明了下?lián)舯┝鞣瞧椒€(wěn)脈動風(fēng)速數(shù)值模擬的有效性。Letchford等[16]，Sengupta等[17]在實驗室里采用移動噴嘴，進(jìn)行了下?lián)舯┝鞯奈锢砟M。Mcconville等[18]則通過固定噴嘴，使用移動的風(fēng)速探頭測量了下?lián)舯┝鞯娘L(fēng)速時程，并與實測結(jié)果取得了較好的一致性。陳勇等采用可運(yùn)動、可變沖擊風(fēng)參數(shù)的下?lián)舯┝鳑_擊風(fēng)試驗裝置[19]，該裝置采用固定噴嘴，通過驅(qū)動電機(jī)帶動平板運(yùn)動來模擬下?lián)舯┝鳑_擊風(fēng)的運(yùn)動流場。這里用到了轉(zhuǎn)換思想，小車和平板的移動速度即為沖擊風(fēng)的移動速度，這種近似模擬與實際風(fēng)場有所差異。為了較好地還原真實氣候條件的下?lián)舯┝?，論文采用了可移動的射流噴筒進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)場試驗，并用大渦模擬研究沖擊風(fēng)的射流速度、移動速度對下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性的影響，并把風(fēng)場試驗結(jié)果和模擬結(jié)果進(jìn)行對比。

1 風(fēng)洞試驗

1.1 試驗裝置

沖擊射流裝置如圖1所示，由支架、傳動帶、液壓緩沖器、移動平臺及試驗平臺組成。射流噴口固定在移動平臺上，可在水平方向自由移動來模擬移動型下?lián)舯┝?。射流噴口包括風(fēng)扇段、擴(kuò)散段、穩(wěn)定段和收縮段。其中風(fēng)扇段為整個系統(tǒng)的動力源,擴(kuò)散段及穩(wěn)定段的主要作用是導(dǎo)流和整流，并加裝了阻尼網(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(jìn)行加速。

試驗幾何縮尺比為1∶1 000，射流噴口直徑Djet=600 mm，噴口與底板的距離H=2Djet。為了研究風(fēng)暴移動對下?lián)舯┝黠L(fēng)場的影響，試驗同時進(jìn)行了靜止型和移動型下?lián)舯┝髟囼?。試驗裝置的移動速度Vtr、射流速率Vjet的調(diào)節(jié)范圍分別為0～25 m/s，0～1 m/s，采用三維眼鏡蛇探頭對風(fēng)速進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，自行設(shè)計風(fēng)速探頭支架，該探頭為4孔壓力探頭，可對x,y,z三個方向的風(fēng)速進(jìn)行采集，風(fēng)速測量范圍在2～100 m·s-1，測試精度在±0.5 m/s，風(fēng)向測量角為±45°椎體，測量精度為±1.0°，本次試驗探頭采樣頻率為256 Hz。取對應(yīng)于豎向風(fēng)速剖面最大值所在高度的測點(diǎn)(z=0.02Djet)和對應(yīng)于高度為z=0.02Djet位置處的測點(diǎn)進(jìn)行試驗研究。

(a)

(b)

1.2 試驗的測點(diǎn)布置與工況

靜止型下?lián)舯┝髟囼灉y點(diǎn)布置如圖2(a)所示，在距離噴口中心r=1.0Djet處布置測點(diǎn),移動型下?lián)舯┝黠L(fēng)場試驗測點(diǎn)布置如圖2(b)所示。試驗主要研究了噴口移動速度Vtr與射流速度Vjet對風(fēng)場的影響，試驗工況如表1所示。

2 數(shù)值模擬

論文建立了縮尺和足尺模型來驗證移動型下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬的可靠性，并驗證了縮尺和足尺模擬結(jié)果的無差異性。縮尺模型與模擬工況均和試驗保持一致，縮尺比為1∶1 000。計算域示意圖和網(wǎng)格劃分如圖3所示，計算域長17Djet，寬11Djet，高3Djet，噴口移動區(qū)域長7Djet，寬和高均為1Djet，射流直徑Djet=0.6 m，噴口到地面的高度Hjet=2Djet。采用UDF函數(shù)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)格劃分采用三維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，總數(shù)約600萬，計算時間步長為0.001 s，噴口移動區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行了均勻加密處理，如圖3(b)所示。

(a)

(b)

工況編號移動速度/(m·s-1)射流速度/(m·s-1)102020.510311040.5205120

黨會學(xué)等[20]從相對速度原理的角度出發(fā)，在數(shù)值模擬中將下?lián)舯┝鞯乃揭苿铀俣绒D(zhuǎn)化為地面的相對移動速度而保持下?lián)舯┝黛o止不動，這種轉(zhuǎn)換思想與實際的移動下?lián)舯┝饔兴顒e，為了改善上述轉(zhuǎn)換思想的不足，本文采用UDF函數(shù)控制噴口移動，可以更真實的模擬實際的下?lián)舯┝鳌?/p>

美國和澳大利亞的實測風(fēng)速顯示，下?lián)舯┝鳟a(chǎn)生的近地面強(qiáng)風(fēng)的最大風(fēng)速可超過60 m/s。受試驗條件限制，噴口的移動速度和射流速度取值較小，和實際的下?lián)舯┝飨嗖詈艽?。為了盡可能反應(yīng)下?lián)舯┝鞯恼鎸嵆叨?，研究移動速度和射流速度對實際下?lián)舯┝鹘孛骘L(fēng)場的影響，建立了三維足尺模型進(jìn)行數(shù)值模擬，射流直徑Djet=600 m，計算域的網(wǎng)格劃分、邊界條件設(shè)置以及Fluent計算中的求解設(shè)置都與縮尺建模保持一致。數(shù)值模擬工況如表2所示。

(a)

(b) 俯視圖

(c) 主視圖

Fig.3 Schematic diagram of the 3-d computation domain and mesh generation

縮尺與足尺模型均采用大渦(LES)模擬，采用SIMPLEC顯式解法對速度和壓力的耦合進(jìn)行求解，空間離散采用二階迎風(fēng)格式，動量、湍動能、湍能耗散率、雷諾應(yīng)力均采用二階精度的中心差分格式進(jìn)行離散化。計算過程中采用增強(qiáng)壁面處理，使用壁面模型法模擬近壁面區(qū)域的復(fù)雜流動，考慮到近壁面區(qū)域的湍流發(fā)展不充分，對近壁面網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理，如圖3(c)所示。地面首層網(wǎng)格厚度為2×10-5m，滿足無量綱距離y+≤1。

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗與縮尺模擬結(jié)果的對比

圖4中(a)和(b)分別給出了當(dāng)h=2.0Djet，Vjet=20 m/s時2個測點(diǎn)在不同移動速度下的風(fēng)速時程曲線，圖中u為沿徑向的水平風(fēng)速。由圖可知，靜止噴口在z=12 mm高度處徑向風(fēng)速在1.0Vjet左右，而在z=60 mm時風(fēng)速平均值集中在0.8Vjet附近，這一現(xiàn)象符合下?lián)舯┝鹘诿鎻较蝻L(fēng)速下大上小的分布規(guī)律。

圖4中(c)和(d)分別給出了當(dāng)h=2.0Djet，Vtr=1 m/s時2個測點(diǎn)在不同射流速度下的風(fēng)速時程曲線。從圖中可以看出在不同射流速度下，曲線的變化規(guī)律基本一致，即風(fēng)速曲線在t=1.6 s附近達(dá)到正峰值，之后風(fēng)速大致呈線性減小直至為0，此時測點(diǎn)位于風(fēng)眼，然后風(fēng)速進(jìn)入負(fù)風(fēng)速區(qū)域并在3 s附近達(dá)到負(fù)峰值，之后隨著風(fēng)暴中心與測點(diǎn)的距離增加風(fēng)速降低，并逐漸趨于穩(wěn)定。在下?lián)舯┝魍ㄟ^測點(diǎn)的過程中，風(fēng)速的方向會發(fā)上180°轉(zhuǎn)變。

圖4中(e)和(f)分別給出了當(dāng)h=2.0Djet，Vjet=20 m/s時2個測點(diǎn)在不同射流速度下的風(fēng)速時程曲線。顯然，當(dāng)噴口移動時，除達(dá)到正負(fù)峰值的時間不同之外，不同移動速度下沖擊風(fēng)的變化趨勢與圖(c)和(d)的分析結(jié)論基本相似。風(fēng)速時程在z/Djet=0.02高度處的極值風(fēng)速為1.2Vjet左右，而在z=60 mm時極值風(fēng)速約為1.1Vjet。對比發(fā)現(xiàn)：射流噴口的移動使下?lián)舯┝黠L(fēng)場的極值風(fēng)速顯著增大，說明噴口移動對風(fēng)速極值有放大效應(yīng)；而且隨著噴口移動速度Vtr增大，沖擊風(fēng)的正風(fēng)速峰值增大而負(fù)風(fēng)速峰值減小。根據(jù)Holmes等[12]的矢量合成法可知，下?lián)舯┝鹘?jīng)過測點(diǎn)的合成風(fēng)速被假定為沖擊射流速度和移動速度的矢量求和，此處正負(fù)峰值的變化可由矢量合成法解釋。

(a) z=0.02Djet

(b) z=0.10Djet

(c) z=0.02Djet

(d) z=0.10Djet

(e) z=0.02Djet

(f) z=0.10Djet

圖5給出了在h=2.0Djet，Vtr=1 m/s，射流速度Vjet分別為10 m/s和20 m/s時2個測點(diǎn)在試驗和模擬條件下的風(fēng)速時程曲線。對比發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果在整體上吻合較好，可以采用數(shù)值方法對移動型下?lián)舯┝鬟M(jìn)行有效的模擬分析。

(a) z=0.02Djet

(b) z=0.10Djet

(c) z=0.02Djet

(d) z=0.10Djet

3.2 足尺模擬的風(fēng)場特征

圖6為不同移動速度和射流速度的下?lián)舯┝髟趖=300 s，z/Djet=0.02高度處的三維風(fēng)速云圖?？梢钥闯觯?lián)舯┝鞯南鲁翚饬鳑_擊地面后，風(fēng)速逐漸從豎直向下轉(zhuǎn)變?yōu)樗椒较颍哂忻黠@的風(fēng)速轉(zhuǎn)向的特點(diǎn)；靜止型下?lián)舯┝鞯娘L(fēng)場具有對稱性，而移動型下?lián)舯┝麟S著移動速度的增大，不對稱性越來越明顯，這與全球自然災(zāi)害損害報告提供的資料基本吻合。這種不對稱性表現(xiàn)在風(fēng)暴前方陣風(fēng)鋒加強(qiáng)，而風(fēng)暴后方則減弱，風(fēng)暴前方的極值風(fēng)速要明顯大于后方。這是由于風(fēng)速轉(zhuǎn)向后，在風(fēng)暴前方形成的速度和下?lián)舯┝鞯恼w移動速度疊加，表明移動速度對風(fēng)暴前方近壁面水平風(fēng)速具有顯著的增大效應(yīng)，但對風(fēng)暴后方的風(fēng)速則有一定程度的削減。

(a) vtr=0,vjet=30

(b) vtr=3,vjet=30

(c) vtr=6,vjet=30

(d) vtr=9,vjet=30

(e) vtr=6,vjet=20

(f) vtr=6,vjet=60

移動下?lián)舯┝鞯膰娍谖恢脮S時間發(fā)生變化，其水平風(fēng)速的豎向和徑向風(fēng)剖面由于風(fēng)暴移動無明顯規(guī)律。不同移動速度和射流速度的下沉氣流沖擊地面前后,各徑向位置的水平風(fēng)速豎直風(fēng)剖面呈現(xiàn)顯著變化，而當(dāng)下沉氣流發(fā)展到穩(wěn)定狀態(tài)后，其徑向風(fēng)剖面表現(xiàn)出一定的規(guī)律。瞿偉廉等[21-22]指出，靜止型下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速極大值出現(xiàn)在徑向位置r=1.0Djet附近，豎向高度z=0.02Djet左右位置處。所以論文以t=600 s時下?lián)舯┝鲊娍谥行乃谖恢脼榛c(diǎn)，考察不同移動速度和射流速度下相對此基點(diǎn)距離r=1.0Djet位置處的徑向風(fēng)剖面，如圖7所示。

(a)

(b)

圖7 距噴口中心1.0Djet位置處水平風(fēng)速的豎向風(fēng)剖面

Fig.7 Vertical profiles of radial velocity at the position of 1.0Djetfrom nozzle center

從圖7中可以看出，不同移動速度和射流速度的下?lián)舯┝?，其徑向風(fēng)剖面的風(fēng)速隨高度增加先增大到最大值，然后迅速減小，這與Hjelmfelt[23]實測的下?lián)舯┝髫Q向風(fēng)剖面的變化趨勢基本一致；移動速度下水平風(fēng)速的最大值為1.4Vjet(42 m/s)左右，靜止型大約為1.2Vjet(39 m/s)，都出現(xiàn)在風(fēng)剖面的下端大約z=0.02Djet位置處。由此可知，風(fēng)暴的移動改變了風(fēng)場結(jié)構(gòu)，使風(fēng)暴前方的極值風(fēng)速明顯增大。

為了考察實際下?lián)舯┝黠L(fēng)場近地面風(fēng)速的變化規(guī)律，在風(fēng)暴移動中心線z=0.01Djet高度上的不同位置處布置了測點(diǎn)，如圖8所示。對比各測點(diǎn)的風(fēng)速時程發(fā)現(xiàn)變化趨勢大體相同，故選取風(fēng)暴移動中心線上距離移動噴口中心1 200 m、離地高度0.01Djet處的測點(diǎn)進(jìn)行分析，研究該測點(diǎn)處沖擊風(fēng)的運(yùn)動速度和射流速度對風(fēng)速時程的影響。將風(fēng)速與射流速度相比以獲得無量綱的風(fēng)速位移曲線，如圖9所示。

圖8 z=0.01Djet位置處風(fēng)速測點(diǎn)

(a)

(b)

Fig.9 Comparison of wind speed time histories under different moving speeds and jet speeds

從圖9(a)中可以看出，不同運(yùn)動速度下沖擊風(fēng)在達(dá)到正峰值之后風(fēng)速大致呈線性減小，直到風(fēng)速為0，此時測點(diǎn)位于風(fēng)眼，然后風(fēng)向發(fā)生反轉(zhuǎn)，風(fēng)速進(jìn)入負(fù)風(fēng)速區(qū)域并達(dá)到負(fù)峰值，之后隨著風(fēng)暴中心與測點(diǎn)距離的增加，風(fēng)速降低并逐漸趨于穩(wěn)定。因為射流速度Vjet保持不變，不同移動速度的下沉氣流沖擊地面的時間相同，但達(dá)到峰值時下?lián)舯┝魉诘奈恢貌顒e較大，峰值所在位置大致和移動速度的大小成正比，大致滿足1∶2∶3的比例關(guān)系，而曲線峰值之后下降段所持續(xù)的時間和移動速度呈反比，大致滿足3∶2∶1的比例關(guān)系；不同移動速度下，風(fēng)速位移曲線的峰值大小差別較大但風(fēng)速為0的位置差別不大。說明移動速度對峰值的放大作用比較明顯，對峰值點(diǎn)出現(xiàn)的位置和下降段所持續(xù)的時間影響較大，對風(fēng)速為0所在的位置影響不大。

圖9(b)中不同射流速度下沖擊風(fēng)的整體變化趨勢與圖9(a)的分析結(jié)論基本相似，不同的是，曲線達(dá)到峰值時的位置和射流速度的大小成反比，基本滿足3∶2∶1的比例關(guān)系，而曲線峰值之后下降段所持續(xù)的時間和射流速度呈正比，基本滿足1∶2∶3的比例關(guān)系，這和移動速度對峰值所在位置以及下降段所持續(xù)時間的影響剛好相反。

4 結(jié) 論

本文采用下?lián)舯┝鳑_擊風(fēng)試驗裝置、LES模擬，研究了沖擊風(fēng)移動速度和射流速度對移動型下?lián)舯┝黠L(fēng)場的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 與靜止噴口相比，移動噴口在z=0.02Djet高度處的徑向風(fēng)速增加了20%左右，隨噴口移動速度增大，沖擊風(fēng)的正風(fēng)速峰值增大而負(fù)風(fēng)速峰值減小，移動速度對峰值的放大作用比較明顯，射流速度對對曲線峰值的大小影響不大。

(2) 移動型下?lián)舯┝黠L(fēng)場具有風(fēng)向轉(zhuǎn)變和不對稱的特點(diǎn)，移動速度對風(fēng)暴前方近壁面水平風(fēng)速具有顯著的增大效應(yīng)，但對風(fēng)暴后方的風(fēng)速則有一定程度的削減。

(3) 移動型下?lián)舯┝靼l(fā)展到穩(wěn)定狀態(tài)時的風(fēng)剖面隨高度增加先增大到最大值，然后迅速減小，最大風(fēng)速出現(xiàn)在風(fēng)剖面下端位置處。

(4) 曲線峰值所在位置大致和移動速度的大小成正比,大致滿足1∶2∶3的比例關(guān)系，曲線下降段所持續(xù)的時間和移動速度呈反比，基本滿足3∶2∶1的比例關(guān)系，而射流速度對二者的影響剛好相反。