劉志文 ，陳以榮 ，辛亞兵 ，陳政清 ，2

（1.湖南大學(xué)風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙410082；2.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙410082）

下?lián)舯┝魇侵咐妆┰浦芯植啃缘膹?qiáng)下沉氣流沖擊地面后，沿徑向產(chǎn)生的直線型水平風(fēng)速，最大風(fēng)速可達(dá)240 km/h（約為66.7 m/s）.根據(jù)下?lián)舯┝饔绊懙姆秶譃槲⑾聯(lián)舯┝鳎ò霃叫∮? km）和宏下?lián)舯┝鳎ò霃酱笥? km），下?lián)舯┝骶哂型话l(fā)性，且風(fēng)速變化劇烈.下?lián)舯┝鲿?huì)對輸電線塔、建筑結(jié)構(gòu)等產(chǎn)生破壞.已有統(tǒng)計(jì)表明83%的輸電線塔系統(tǒng)破壞事故是由于下?lián)舯┝饕鸬?近年來研究表明，美國和歐洲大部分地區(qū)結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載控制值是由雷暴風(fēng)確定[1-2].Letchford 和Lombardo 建議在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中考慮下?lián)舯┝髯饔肹3].

下?lián)舯┝黠L(fēng)特性研究主要包括現(xiàn)場實(shí)測、試驗(yàn)?zāi)M和數(shù)值模擬研究等.Fujita 與Mccarthy 等[4-5]學(xué)者在20 世紀(jì)80 年代通過現(xiàn)場實(shí)測發(fā)現(xiàn)并定義了下?lián)舯┝?，即?qiáng)下沉氣流引起的近地面強(qiáng)風(fēng)，并總結(jié)了一系列下?lián)舯┝髁鲌鎏攸c(diǎn).由于下?lián)舯┝靼l(fā)生時(shí)間和發(fā)生地點(diǎn)隨機(jī)性較強(qiáng)，生命周期短，覆蓋范圍小等特點(diǎn)，現(xiàn)場實(shí)測難度較大.

Hjelmfelt[6]通過總結(jié)宏下?lián)舯┝鲗?shí)測數(shù)據(jù)，指出采用沖擊射流裝置可以實(shí)現(xiàn)在試驗(yàn)室中模擬下?lián)舯┝髁鲌?Wood 等[7]采用了連續(xù)穩(wěn)態(tài)沖擊射流模型，分別進(jìn)行了數(shù)值模擬與試驗(yàn)?zāi)M，得到了下?lián)舯┝髯饔孟驴紤]地形影響的加速因子.Letchford 等[8]從工程角度回顧了下?lián)舯┝餮芯?，指出采用穩(wěn)態(tài)沖擊射流模型模擬下?lián)舯┝髁鲌鰧G失下?lián)舯┝髁鲌霏h(huán)形渦與陣風(fēng)峰面等動(dòng)態(tài)特點(diǎn).此外，Letchford 等[9]對試驗(yàn)裝置進(jìn)行了改進(jìn)，實(shí)現(xiàn)了噴嘴的移動(dòng)，研究了噴嘴固定與噴嘴移動(dòng)時(shí)下?lián)舯┝鞯牧鲌鎏匦裕约霸趦煞N流場中的立方體塊表面壓力分布情況.Mcconville等[10]開發(fā)了一套試驗(yàn)裝置，采用9 組風(fēng)扇來產(chǎn)生下沉氣流，通過8 組三角形襟翼實(shí)現(xiàn)了瞬態(tài)下?lián)舯┝鞯哪M.此外，西安大略大學(xué)開發(fā)的WindEEE 風(fēng)洞，是首座三維風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室，可實(shí)現(xiàn)龍卷風(fēng)、下?lián)舯┝鞯确橇紤B(tài)風(fēng)模擬[11].Butler 和Kareem[12]利用旋轉(zhuǎn)平板對穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬.Moustafa等設(shè)計(jì)了一套多道可獨(dú)立運(yùn)動(dòng)并實(shí)現(xiàn)高速旋轉(zhuǎn)的斜板組成的系統(tǒng)，可以在風(fēng)洞中模擬下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速風(fēng)場，斜板運(yùn)動(dòng)方式采用CFD 方法進(jìn)行了優(yōu)化，風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明模擬得到的下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速風(fēng)場在時(shí)間和空間上與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果有較好的一致性[13].國內(nèi)學(xué)者段旻等[14]進(jìn)行了帶有可調(diào)節(jié)平板的穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝黠L(fēng)洞模擬，試驗(yàn)結(jié)果表明，該裝置模擬的下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速分布與經(jīng)驗(yàn)風(fēng)剖面吻合較好.

Oseguera 和 Bowles，Vicory 以及 Li 等學(xué)者基于不可壓歐拉方程并類比傳統(tǒng)邊界層經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，提出了下?lián)舯┝髁鲌鼋馕瞿Ｐ?，但這些半經(jīng)驗(yàn)公式并不能捕捉到下?lián)舯┝髁鲌龇欠€(wěn)態(tài)細(xì)節(jié)特征[15-17].CFD 數(shù)值模擬由于可以獲得高分辨率的流場信息、實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)的結(jié)構(gòu)荷載估算，廣泛被各國學(xué)者用于下?lián)舯┝髁鲌鲅芯?Hjelemfelt 等人基于微觀物理全云模型，采用數(shù)值模擬對下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了模擬；Anderson 和Mason 等人則采用冷源子云模型進(jìn)行了模擬[18-20].這些學(xué)者考慮了氣象方面的影響，對于面向工程的下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬具有參考意義，但風(fēng)工程研究側(cè)重風(fēng)對結(jié)構(gòu)的荷載作用，此外簡化模型也有利于工程應(yīng)用.Selvam 與Holmes 采用了二維沖擊射流模擬計(jì)算域并考慮了地形影響，研究了當(dāng)下?lián)舯┝髁鲌鐾ㄟ^小山時(shí)，流場風(fēng)速增加情況[21].汪之松等采用大渦數(shù)值模擬方法，考慮山脈地形影響建立了二維以及三維沖擊射流模型，分析了山脈高度、間距等地貌因素對下?lián)舯┝黠L(fēng)場的影響[22].Sengupta 和Sarkar[23]采用了數(shù)值和試驗(yàn)方法，對下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬的湍流模型、計(jì)算域和邊界條件進(jìn)行了深入研究.Kim 與Hangan 采用二維沖擊射流模型計(jì)算域，并選用RSM（Reynolds stress model）湍流模型計(jì)算得到了下?lián)舯┝鞣嵌ǔＡ鲌觯芯苛讼聯(lián)舯┝麝囷L(fēng)峰面特點(diǎn)以及流場的雷諾數(shù)相關(guān)性問題[24].Mason 等[25]則認(rèn)為SST（Shear Stressed Transport）湍流模型在沖擊射流的模擬中表現(xiàn)良好.Chay[26]等對多組不同直徑和不同下沉氣流速度的下?lián)舯┝黠L(fēng)場進(jìn)行了數(shù)值模擬.結(jié)果表明，沖擊射流數(shù)值模擬方法在模擬突發(fā)風(fēng)場時(shí)存在一些問題，但仍然是一種有效的下?lián)舯┝黠L(fēng)場模擬方法[26].鐘永力等[27]基于CFD 方法，采用水平平板建立了二維平面壁面射流模型，并模擬了下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面，數(shù)值模擬結(jié)果與下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速經(jīng)驗(yàn)風(fēng)剖面和已有的沖擊射流模型試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

在研究下?lián)舯┝黠L(fēng)場對橋梁結(jié)構(gòu)作用方面，Hao與Wu[28]利用滑移網(wǎng)格實(shí)現(xiàn)了沖擊射流模型下三維移動(dòng)下?lián)舯┝髁鲌瞿M，并基于有限元CSD 方法對大跨度懸索橋進(jìn)行了結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析.

綜上所述，現(xiàn)有研究表明沖擊射流模型的數(shù)值模擬和試驗(yàn)?zāi)M是研究下?lián)舯┝黠L(fēng)場的重要方法.然而，沖擊射流模型通常由于噴嘴直徑較小，形成的風(fēng)場范圍較小，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ洼^小，比較適合建筑結(jié)構(gòu)下?lián)舯┝黠L(fēng)效應(yīng)研究.采用WindEEE 專用風(fēng)洞進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)對結(jié)構(gòu)作用效應(yīng)研究則費(fèi)用相對較大.考慮到下?lián)舯┝鲗蛄航Y(jié)構(gòu)的影響主要取決于其水平風(fēng)，下?lián)舯┝髫Q向風(fēng)速對橋梁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的豎向風(fēng)荷載效應(yīng)可以忽略，而由此導(dǎo)致的攻角效應(yīng)則可通過改變橋梁主梁斷面初始攻角來考慮.在傳統(tǒng)大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)場水平風(fēng)速模擬對橋梁結(jié)構(gòu)下?lián)舯┝黠L(fēng)效應(yīng)研究具有十分重要的意義.

本文擬在大氣邊界層風(fēng)洞中模擬下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速特性，為橋梁結(jié)構(gòu)下?lián)舯┝黠L(fēng)效應(yīng)試驗(yàn)研究奠定基礎(chǔ).首先采用二維、三維沖擊射流模型進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)特性數(shù)值模擬研究，以進(jìn)一步了解下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性；在此基礎(chǔ)上，在邊界層風(fēng)洞中設(shè)置傾斜平板對下?lián)舯┝魉椒较蝻L(fēng)場進(jìn)行數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)研究.

1 下?lián)舯┝鞫S沖擊射流模型模擬

下?lián)舯┝鳑_擊射流模型是應(yīng)用較為廣泛的一種模型.二維沖擊射流模型數(shù)值模擬相比三維沖擊射流模型數(shù)值模擬，網(wǎng)格數(shù)量可控，可計(jì)算得到更為詳細(xì)的流場發(fā)展細(xì)節(jié).本節(jié)采用二維沖擊射流模型進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性數(shù)值模擬.

1.1 計(jì)算模型

參考文獻(xiàn)[24]確定二維沖擊射流模型計(jì)算參數(shù)，即采用H/Djet=4（噴口直徑Djet=600 m，噴口距壁面距離H=2 400 m），計(jì)算域整體尺寸為10Djet×10Djet進(jìn)行數(shù)值模擬.為簡化計(jì)算，選取對稱一側(cè)區(qū)域進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算域示意圖如圖1 所示.分別采用剪應(yīng)力輸送湍流模型SST k-ω 和雷諾應(yīng)力湍流模型RSM 進(jìn)行計(jì)算，RSM 模型計(jì)算時(shí)采用增強(qiáng)壁面處理[22].壓力-速度耦合格式采用半隱式求解格式SIMPLEC（Semi Implicit Method for Pressure Linked Equation Consistent）算法求解.空間離散采用二階迎風(fēng)格式，此外，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍能耗散率和雷諾應(yīng)力也采用二階格式進(jìn)行離散.計(jì)算域幾何縮尺比為1 ∶2 000，計(jì)算時(shí)間步長為0.001 s[29].

圖1 計(jì)算域示意圖Fig.1 Computational domain diagram

網(wǎng)格全部采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，采用ICEM CFD 進(jìn)行劃分.考慮到?jīng)_擊射流模型流體下沖于壁面處受阻后，流體流動(dòng)情況復(fù)雜，因此在計(jì)算域底部處網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理.

y+通常用來判斷邊界層是否滿足計(jì)算要求，y+定義為：式中：Δy 是網(wǎng)格中心至壁面的距離；υ 是空氣的動(dòng)黏度系數(shù)；τw為壁面切應(yīng)力；ρ 是空氣密度.

為進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，采用了3 套網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，具體網(wǎng)格參數(shù)如表1 所示，網(wǎng)格示意圖如圖2所示.計(jì)算域邊界條件設(shè)置如下：速度入口邊界（Velocity inlet），來流風(fēng)速 Ujet=9.6 m/s；計(jì)算域右側(cè)、上側(cè)為壓力出口邊界（Pressure outlet）；對稱軸處設(shè)置為對稱邊界（AXIS）；入口上部壁面設(shè)置為滑移邊界（Symmetry）[29].

表1 2-D 沖擊射流模型網(wǎng)格參數(shù)Tab.1 2-D mesh parameters of impinging jet model

圖2 網(wǎng)格示意圖Fig.2 Mesh schematic diagram

1.2 計(jì)算結(jié)果

1.2.1 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)計(jì)算采用表1 中三套網(wǎng)格，選用SST k-ω 湍流模型進(jìn)行.計(jì)算結(jié)果如圖3 所示，圖3（a）為徑向距離r=1 Djet位置處且計(jì)算時(shí)間t=0.3 s的水平風(fēng)速豎向瞬時(shí)風(fēng)剖面；圖3（b）為徑向距離r=1Djet時(shí)，全部時(shí)程數(shù)據(jù)計(jì)算得到的水平風(fēng)速豎向平均風(fēng)剖面.由圖3 可知，3 套網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果差異較小，為節(jié)約計(jì)算資源，后續(xù)計(jì)算采用網(wǎng)格數(shù)量最少的網(wǎng)格1 進(jìn)行計(jì)算.

1.2.2 計(jì)算結(jié)果

圖4、圖5 所示分別為二維沖擊射流模型模擬得到的不同時(shí)刻流場速度云圖.由圖4、圖5 可知兩種模型計(jì)算得到的流場變化情況接近，初始時(shí)刻均產(chǎn)生了初始旋渦，隨著時(shí)間推移開始沖擊地面，產(chǎn)生沿水平方向的流動(dòng)，同時(shí)產(chǎn)生了次生渦旋.

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性檢查計(jì)算結(jié)果Fig.3 Mesh independence check calculation results

將計(jì)算周期內(nèi)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行平均處理，得到兩種湍流模型不同位置處水平風(fēng)速豎向平均風(fēng)剖面.選取距離徑向位置r=1Djet以及r=1.5Djet處水平風(fēng)速豎向平均風(fēng)剖面，如圖6 所示.由圖6 可知，兩種湍流模型計(jì)算結(jié)果相近，SST k-ω 湍流模型峰值速度要大于RSM 湍流模型，其沿徑向移動(dòng)相比RSM 湍流模型也更迅速（對比圖4 圖5 可知）.圖7 為兩種湍流模型峰值速度對應(yīng)的風(fēng)速時(shí)程曲線，由圖7 可知風(fēng)速時(shí)程曲線0～0.5 s 時(shí)兩種湍流模型計(jì)算結(jié)果保持一致，0.5 s 之后SST k-ω 湍流模型結(jié)果波動(dòng)較小，兩者最終趨于穩(wěn)定，其中速度最大時(shí)刻為t=0.3 s前后，由圖4、圖5 可知，t=0.3 s 前后氣流沖擊地面，產(chǎn)生了分離和重新附著，Hangan 等[24]認(rèn)為：氣流沖擊地面過程中，產(chǎn)生了與主渦相反的次生渦，在兩者展開并開始沿徑向移動(dòng)過程中對風(fēng)場的徑向速度起到了加速作用，本文計(jì)算結(jié)果也表明存在這種現(xiàn)象.

圖4 流場不同時(shí)刻速度云圖（雷諾應(yīng)力湍流模型RSM）Fig.4 Velocity contour of flow field at different time（Reynolds Stress model turbulence model RSM）

圖5 流場不同時(shí)刻速度云圖（剪應(yīng)力輸送湍流模型SST）Fig.5 Velocity contour of flow field at different time（shear stress transportation turbulence model SST）

圖6 不同徑向位置水平速度豎向平均風(fēng)剖面圖Fig.6 Vertical mean wind profile of horizontal velocity at different radial position

圖7 距離壁面實(shí)際高度為10 m 處風(fēng)速時(shí)程曲線Fig.7 Time history curve of wind speed at 10 m from the actual height of the wall surface

圖8 所示為徑向位置r=1Djet時(shí)，二維數(shù)值模擬結(jié)果與NIMROD[30]和JASW[6]現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果比較.為方便對比，將計(jì)算結(jié)果根據(jù)最大風(fēng)速以及其對應(yīng)高度進(jìn)行歸一處理.由圖8 可知，兩種湍流模型數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果吻合較好，且SST k-ω 湍流模型計(jì)算結(jié)果要優(yōu)于RSM 湍流模型計(jì)算結(jié)果.

圖8 r=1Djet 處平均風(fēng)剖面對比圖Fig.8 Comparison of mean wind profiles at r=1Djet

2 下?lián)舯┝魅S沖擊射流模型模擬

考慮到三維沖擊射流模型可以從整體上模擬下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性，為了進(jìn)一步比較二維沖擊射流模型所模擬的下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速剖面特征，本節(jié)采用三維沖擊射流模型進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性數(shù)值模擬.

2.1 計(jì)算模型

二維沖擊射流數(shù)值模擬結(jié)果顯示，計(jì)算域頂部區(qū)域流場擾動(dòng)微小，為節(jié)約計(jì)算資源將計(jì)算域高度設(shè)定為8Djet，其中速度入口距離地面4Djet，保持與二維計(jì)算域一致.由于采用全尺寸計(jì)算域，原對稱軸邊界取消，其余邊界條件與二維模擬一致.此外，三維數(shù)值模擬計(jì)算參數(shù)參照二維模擬進(jìn)行設(shè)置.計(jì)算域軸對稱切面圖如圖9 所示，計(jì)算域直徑為20Djet.

圖9 三維沖擊射流模型計(jì)算域示意圖Fig.9 3-dimensional impact jet model computational domain schematic diagram

三維數(shù)值模擬同樣采用剪應(yīng)力運(yùn)輸SST k-ω 湍流模型以及雷諾應(yīng)力RSM 湍流模型進(jìn)行計(jì)算.壓力-速度耦合格式采用半隱式求解格式SIMPLEC 算法求解.空間離散采用二階迎風(fēng)格式，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍能耗散率和雷諾應(yīng)力均采用二階格式進(jìn)行離散.計(jì)算域采用1 ∶2 000 幾何縮尺，計(jì)算時(shí)間步長為0.001 s.

考慮首層網(wǎng)格厚度需滿足無量綱距離要求，經(jīng)試算后最終確定首層網(wǎng)格厚度為5×10-5m，網(wǎng)格總數(shù)為3 763 323，網(wǎng)格核心區(qū)域徑向增長率為1.039，豎向增長率為1.15，三維網(wǎng)格如圖10 所示，此外三維網(wǎng)格計(jì)算域壁面y+值均小于1.

圖10 三維沖擊射流模型網(wǎng)格示意圖Fig.10 Mesh for 3-dimensoinal impact jet model schematic diagram

2.2 計(jì)算結(jié)果

圖11 所示為二維、三維沖擊射流模型采用不同湍流模型計(jì)算得到的徑向位置分別為r = 1Djet、r =1.5Djet處對應(yīng)時(shí)均水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面.圖12 所示分別為徑向距離r=1Djet時(shí)計(jì)算時(shí)間t=0.3 s、t=0.5 s 時(shí)二維、三維沖擊射流模型采用不同湍流模型計(jì)算得到的瞬時(shí)水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面.從圖11、12 中可以看出，二維、三維沖擊射流模型對應(yīng)的不同湍流模型數(shù)值模擬結(jié)果總體吻合較好；隨著高度增長，風(fēng)速先增加后減?。幌鄬Χ?，采用剪應(yīng)力輸送SST k-ω湍流模型分別進(jìn)行二維、三維沖擊射流模型計(jì)算結(jié)果相對離差較小.

圖11 不同徑向位置平均風(fēng)剖面二維、三維沖擊射流模型計(jì)算結(jié)果對比Fig.11 Comparison of 2-dimensioanl and 3-dimensional impact jet models calculation results of average wind profiles with different radial positions

圖12 r=1 Djet 位置不同時(shí)刻風(fēng)剖面二維、三維沖擊射流模型計(jì)算結(jié)果對比Fig.12 Comparison of calculation results of two-dimensional and three-dimensional impinging Jet models of wind profile at different time when r=1 Djet

3 邊界層風(fēng)洞下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場數(shù)值模擬

3.1 計(jì)算模型

為了在邊界層風(fēng)洞中模擬下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面，為橋梁結(jié)構(gòu)下?lián)舯┝黠L(fēng)效應(yīng)試驗(yàn)研究奠定基礎(chǔ).參考Butler 等[12]以及段旻[14]等研究成果，考慮在邊界層風(fēng)洞加入一塊傾斜平板以實(shí)現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬.為此分別采用數(shù)值模擬方法和風(fēng)洞試驗(yàn)方法進(jìn)行研究.重點(diǎn)關(guān)注下?lián)舯┝鳑_擊地面后形成的水平方向風(fēng)速隨豎向高度的變化情況，因此水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面形狀以及最大風(fēng)速位置是主要控制參數(shù).

參考湖南大學(xué)2 號(hào)邊界層風(fēng)洞第二試驗(yàn)段幾何尺寸確定計(jì)算域，傾斜平板中心距離速度入口4.61 m，可通過調(diào)節(jié)平板傾角α 實(shí)現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬，分別在距離傾斜平板中心d=3.5 m、4 m、5 m、6 m 處設(shè)置風(fēng)速監(jiān)控點(diǎn)，以分析不同位置處的水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面，計(jì)算域如圖13 所示.計(jì)算域邊界條件設(shè)置如下：計(jì)算域左側(cè)為速度入口邊界（Velocity inlet），來流風(fēng)速為 10 m/s；計(jì)算域右側(cè)為壓力出口邊界（Pressure outlet）；計(jì)算域上、下側(cè)以及下傾斜平板為無滑移壁面邊界（Wall）.

圖13 計(jì)算域示意圖（單位：m）Fig.13 Computational domain diagram（unit：m）

采用分塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為方便傾斜平板角度調(diào)整，以傾斜平板中心為圓心建立O型網(wǎng)格，網(wǎng)格各方向增長率均小于1.2，網(wǎng)格總數(shù)為227 484，網(wǎng)格示意圖如圖14 所示.劃分網(wǎng)格時(shí)，以計(jì)算域形心位置為坐標(biāo)原點(diǎn)，傾斜平板壁面y+分布如圖15 所示.

圖14 整體網(wǎng)格情況Fig.14 Mesh schematic diagram

圖15 傾斜平板處y+分布情況Fig.15 y+distribution at inclined plate

3.2 計(jì)算結(jié)果

綜合考慮，分別采用大渦模擬（LES）和剪應(yīng)力輸送SST k-ω 湍流模型進(jìn)行邊界層風(fēng)洞下?lián)舯┝黠L(fēng)場水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面數(shù)值模擬.時(shí)間、空間離散采用二階迎風(fēng)格式，速度-壓力耦合采用SIMPLEC 算法求解，此外動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍能耗散率和雷諾應(yīng)力均采用二階格式進(jìn)行離散，計(jì)算時(shí)間步長為0.000 5 s.

圖16 數(shù)值模擬水平風(fēng)速平均風(fēng)剖面結(jié)果Fig.16 Numerical results of horizontal mean wind profile

為便于比較，將數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行時(shí)均處理，并將結(jié)果按最大風(fēng)速以及其對應(yīng)高度進(jìn)行歸一化處理.圖16 所示分別為d=4 m、d=5 m 及傾角分別為α =41°、α =49°數(shù)值模擬結(jié)果.由圖16 可知，傾角 α=41°～ 49°、d=4 ～ 5 m 范圍時(shí)，大渦模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果總體吻合較好.總體而言，當(dāng)傾斜平板傾角合適時(shí)可實(shí)現(xiàn)下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬.

Oseguera 和 Bowles，Vicory 以及 Li 等[15-17]學(xué)者根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)建立了下?lián)舯┝魉椒较蜇Q向風(fēng)剖面解析模型.圖17 所示為本文數(shù)值模擬結(jié)果（SST k-ω 湍流模型，α =41°，d=4 m） 與上述解析模型比較.由圖17 可知，實(shí)際下?lián)舯┝黠L(fēng)場水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面最大風(fēng)速位置距離地面為h = 70 ～80 m 左右，此外，Hjelmfelt[6]根據(jù)JAWS 實(shí)測數(shù)據(jù)總結(jié)了典型下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面，其中水平風(fēng)速風(fēng)剖面最大風(fēng)速位置距離地面高度h=80 m.綜合考慮，本文后續(xù)計(jì)算取h=70 m.根據(jù)實(shí)際下?lián)舯┝黠L(fēng)場最大水平風(fēng)速距離地面的位置h 和邊界層風(fēng)洞中模擬的最大水平風(fēng)速距離風(fēng)洞地面的位置h0，可以得到下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速風(fēng)場幾何縮尺比為：

風(fēng)速比的確定根據(jù)常規(guī)邊界層風(fēng)洞模型試驗(yàn)方法確定.

圖17 下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速風(fēng)剖面數(shù)值模擬結(jié)果與解析模型對比Fig.17 Comparison between numerical simulation results and analytical model of horizontal wind profile of downburst

由于傾斜平板角度α 以及風(fēng)速監(jiān)測點(diǎn)距離傾斜平板中心d 不同時(shí)，形成的豎向風(fēng)剖面最大風(fēng)速位置距離計(jì)算域下側(cè)的h0不一樣.將部分?jǐn)?shù)值模擬結(jié)果的風(fēng)場縮尺比計(jì)算結(jié)果列于表2 中.由表2 可知，傾角值α 與監(jiān)測點(diǎn)距離d 越大，最大風(fēng)速位置h0增大，風(fēng)場幾何縮尺比λL也隨之增大.

表2 數(shù)值模擬下?lián)舯┝黠L(fēng)場幾何縮尺比計(jì)算Tab.2 Calculation of geometric scale of downburst wind field in numerical simulation

4 邊界層風(fēng)洞下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場試驗(yàn)?zāi)M

4.1 試驗(yàn)裝置

根據(jù)邊界層風(fēng)洞傾斜平板下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬數(shù)值模擬結(jié)果，結(jié)合下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)流場特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了邊界層風(fēng)洞下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬試驗(yàn)裝置，以實(shí)現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面以及時(shí)變特性模擬.試驗(yàn)裝置如圖18 所示，該裝置主要組成部分為：支撐架、傾斜平板、豎向?qū)ΨQ檔板、伺服電機(jī)和控制系統(tǒng).傾斜平板可實(shí)現(xiàn)水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬，由控制系統(tǒng)控制的伺服電機(jī)可驅(qū)動(dòng)兩側(cè)豎向?qū)ΨQ擋風(fēng)板快速轉(zhuǎn)動(dòng)，可實(shí)現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速的時(shí)變特性模擬.為了測量不同高度處風(fēng)速，研制了一套專用風(fēng)速測量裝置.通過伺服電機(jī)控制，眼鏡蛇風(fēng)速儀可沿豎向方便移動(dòng)，實(shí)現(xiàn)風(fēng)速的快速測量，眼鏡蛇風(fēng)速儀采樣頻率為321.5 Hz.圖19 所示為置于風(fēng)洞中的下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬裝置照片.

圖18 下?lián)舯┝髟囼?yàn)裝置示意圖Fig.18 Schematic diagram of downburst experimental device

圖19 裝置試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.19 Experimental photo of test device

4.2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)時(shí)，通過不斷調(diào)試傾斜平板的位置、傾角α以及風(fēng)速測試位置距離平板中心d 的位置獲得最佳風(fēng)剖面.圖20 給出了d=3 m、傾角α 分別為49°、60°和66°的試驗(yàn)結(jié)果.由圖20 可知，當(dāng)測試斷面距離為3 m 時(shí)，傾角α 為66°時(shí)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果比傾角α為49°和60°更接近于現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果，因此固定傾斜平板角度為66°，調(diào)節(jié)風(fēng)速測量裝置距傾斜平板的距離，以獲得最佳距離d.

圖20 傾斜平板不同傾角在d=3 m 時(shí)對應(yīng)風(fēng)剖面Fig.20 Wind profiles corresponding to inclined plate with different inclination angles at d=3 m

圖21 分別顯示了平板傾斜角度為66°時(shí)，不同監(jiān)測位置水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面試驗(yàn)結(jié)果.從圖21 可以看出，當(dāng)傾斜平板的角度為66°時(shí)，d=3.5 m 和4.0 m 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果吻合較好.綜合圖16 和圖21 可知，下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速剖面數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在一定的差異，可能是由于風(fēng)洞試驗(yàn)中下?lián)舯┝髂M裝置支架的干擾效應(yīng)引起.

圖21 平板傾角為66°時(shí)不同測試斷面距離對應(yīng)風(fēng)剖面Fig.21 Wind profiles corresponding to different test section distances when inclination angle is 66°

表3 給出了不同傾角α 及監(jiān)測點(diǎn)距離d 處水平風(fēng)速風(fēng)剖面最大風(fēng)速位置h0和風(fēng)場幾何縮尺比λL.由表3 可知，試驗(yàn)結(jié)果趨勢與數(shù)值模擬結(jié)果總體一致，即當(dāng)d 值不變時(shí)，隨著傾角α 的增大，風(fēng)場幾何縮尺比λL增大.

此外，由于本文僅采用一塊傾斜平板進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)M，由圖21 可知在風(fēng)剖面最大風(fēng)速位置以上試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果吻合效果不理想，考慮到本文試驗(yàn)裝置模擬的最佳下?lián)舯┝黠L(fēng)場幾何縮尺比大約為λL=1 ∶200 對應(yīng)的最大水平風(fēng)速距離風(fēng)洞底部約為h0=0.5 m，故當(dāng)實(shí)際結(jié)構(gòu)高度約為100 m 以內(nèi)時(shí)可采用本文方法進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)研究.

表3 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)M下?lián)舯┝黠L(fēng)場幾何縮尺比計(jì)算Tab.3 Calculation of geometric scale of downburst wind field under wind tunnel test simulation

5 結(jié) 論

分別采用二維、三維沖擊射流模型對下?lián)舯┝黠L(fēng)場進(jìn)行了數(shù)值模擬，對下?lián)舯┝黠L(fēng)特性進(jìn)行了研究；在此基礎(chǔ)上分別進(jìn)行了邊界層風(fēng)洞下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)研究，實(shí)現(xiàn)了下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速模擬，得到如下主要結(jié)論：

1）下?lián)舯┝黠L(fēng)場二維、三維沖擊射流模型數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果吻合較好，且二維沖擊射流模型數(shù)值模擬結(jié)果與三維沖擊射流模型數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好.

2）邊界層風(fēng)洞中設(shè)置傾斜平板數(shù)值模擬結(jié)果表明：在擋板角度α、風(fēng)速監(jiān)測位置與傾斜平板中心距離d 合適時(shí)，形成的水平風(fēng)速豎向風(fēng)剖面與下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面實(shí)測值吻合較好，為試驗(yàn)?zāi)M裝置設(shè)計(jì)提供了依據(jù).

3）邊界層風(fēng)洞中設(shè)置傾斜平板風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明：下?lián)舯┝髂M試驗(yàn)裝置在邊界層風(fēng)洞中可實(shí)現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速豎向風(fēng)剖面模擬，為橋梁結(jié)構(gòu)下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速效應(yīng)研究奠定了基礎(chǔ).