移动下击暴流作用下高层建筑风荷载特性研究

方智远，汪之松,2，李正良,2，黄汉杰

(1. 重庆大学 土木工程学院，重庆 400045; 2. 重庆大学 山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆 400045; 3. 中国空气动力研究与发展中心，四川 绵阳 621000)

随着工业社会的进一步发展，人类活动对气候环境的影响日益加深。气象研究表明：我国年均雷暴数超过45天的地区主要分布在新疆西北部、西藏中部、青海南部、四川西部以及长江以南的大部分地区，我国主要地理分区的年均雷暴日数在2010年后开始迅速增加[1]。下击暴流是雷暴天气中常见的一种极端风气候，其中尺度较小且破坏力较强的微下击暴流在雷暴天气中的发生概率高达60%～70%[2]。Fujita[3]将下击暴流定义为一种在近地面附近引起灾害性强风的强下沉气流。该极端强风在世界各地造成了大量工程结构破坏[4]，引起了越来越多风工程学者的关注。

对于下击暴流作用下建筑风荷载的研究，Zhang等[5-6]采用冲击射流装置模拟下击暴流，研究了该类风场下低矮及高层建筑的风荷载特性，发现下击暴流作用下的建筑表面风压分布与大气边界层风作用下的存在显著不同。陈勇等[7]同样基于冲击射流试验，研究了球壳型大跨屋面在下击暴流作用下的风压特性，分析了矢跨比、高跨比以及模型所处流场位置对屋面风压分布的影响，发现屋面所处位置及其矢跨比是影响屋面风压分布的主要因素。汪之松等[8]结合冲击射流试验和数值模拟方法，研究了下击暴流风场中，坡地地形对高层建筑表面风压的影响，发现坡地地形会使建筑迎风面风压减小，而使侧面和背风面的风压绝对值增大。上述研究均采用静止型冲击射流，忽略了风暴移动对下击暴流风场及建筑风荷载的影响。Letchford等[9]自行设计了移动下击暴流模拟装置(喷桶固定于小车上)，给出了移动下击暴流作用下风暴移动中心线上小立方体表面典型测点的风压系数时程，但未对模型表面的风压分布特征进行探讨。

本文首先采用喷口可移动的冲击射流装置对高层建筑模型进行了测压试验，而后通过大涡数值模拟方法建立了足尺模型并求解，在验证了数值模拟可靠性的基础上，借助数值模拟流场可视化的优点，结合建筑周围的涡量分布研究了风暴移动中心线及中心线外一定距离处高层建筑表面的风压分布及风荷载作用机理。研究结果可进一步增进对于移动下击暴流风场及该类风场下建筑时变风荷载特性的理解，并为后续该领域研究提供一定参考。

1 下击暴流的建模方法

下击暴流的物理建模方法包括：冲击射流模型、壁面射流模型[10]、冷源模型[11]及环涡模型[12]等，根据研究目的及对象的不同，上述模型有其各自的优缺点和适用范围。其中，冲击射流模型由于能够模拟下沉气流冲击地面并沿地面扩散形成近地面强风的完整过程，因而在试验与数值模拟中较常采用。以往对于下击暴流的模拟多将喷口固定，忽略了风暴移动对风场结构的影响，而实际的下击暴流受上部云层移动及周围环境风的影响，气流在下沉的同时还伴随有水平移动。图1给出了下击暴流发展过程中两个不同阶段的现场照片，从图中可以看出，受风暴移动的影响，下沉气流呈倾斜状，且冲击地面后风暴前缘(front flank downburst，FFD)出现了较大的环涡，风暴后缘(rear flank downburst，RFD)气流则较为平缓。因此，为了更好地还原实际风场，本文基于喷口可移动的冲击射流模型对移动下击暴流风场及风场内的高层建筑风荷载开展模拟研究。

图1 实际下击暴流照片Fig.1 The photo of actual downburst

2 试验概况

试验在中国空气动力研究与发展中心的下击暴流风洞试验室进行。图2为试验装置示意图，该装置由支架、传动带、液压缓冲器、移动平台以及试验平台组成。射流喷嘴固定于移动平台，由风扇段、扩散段以及稳定段和收缩段这四部分构成。其中，风扇段为整个系统的动力源；扩散段及稳定段的主要作用是导流和整流，加装了阻尼网和蜂窝器等整流装置来保证收缩段入口及出口气流的均匀性；收缩段主要对气流进行加速。试验通过控制喷嘴的水平移动来模拟移动下击暴流。试验设备的喷嘴直径Djet=600 mm，射流喷口到底板的距离Hjet=1 200 mm，喷口的射流速度vjet=20 m/s，水平移动速度vtr=0.5 m/s，几何缩尺比为1∶1 000。

图2 试验装置示意图Fig.2 Schematic diagram of experimental device

高层建筑的模型尺寸及测点布置如图3所示，模型的长和宽均为50 mm，高为100 mm，顶面布置25个测点，其余各面布置50个测点，测点的采样频率为312.5 Hz。图4给出了移动下击暴流试验中建筑模型与喷口中心的相对位置关系，其中α表示建筑模型中心与风暴中心的连线与风暴移动中心线间的夹角，R0表示初始时刻(t0)建筑到风暴中心的水平距离，R1表示风暴移动过程中某时刻(t1)建筑中心到风暴中心的水平距离，vr表示沿风暴中心到建筑中心连线方向的水平风速，vc表示合成风速。模型初始迎风面为A面，背风面为C面，两侧面分别记为B、C面。试验分别获取了建筑模型位于喷口移动中心线及偏离中心线一定距离处(y/Djet= 0、0.25、0.5、1.0)的表面测点风压时程。

图3 模型及测点布置Fig.3 Building model and pressure measuring points arrangement

图4 下击暴流冲击高层建筑平面示意图Fig.4 Schematic diagram of test conditions

3 数值模拟概况

基于计算流体力学软件Fluent14.5，本文采用大涡模拟(large eddy smiulation,LES)方法对移动下击暴流作用下高层建筑的瞬态风荷载特征开展数值模拟研究。为了验证数值模拟结果的准确性，首先建立了与试验条件相同的缩尺模型。在验证了数值模拟方法有效性的基础上，为了更好地对真实气象尺度下的下击暴流风场及建筑风荷载开展研究，本文进一步建立了足尺模型，并选取了更加合适的喷口出流速度和移动速度。

以足尺模型为例，图5给出了计算域的边界条件及网格划分剖面图，计算域长17Djet，宽11Djet，高3Djet，速度入口到地面的距离Hjet=2Djet，出流直径Djet=600 m。喷口的出流速度vjet=30 m/s，水平移动速度vtr=6 m/s，初始的喷口x坐标设为0，建筑中心的x坐标为1 800 m。

图5 边界条件及网格划分剖面图Fig.5 Boundary conditions and section map of mesh generation

计算域边界条件设置如图5所示。通过Fluent自带的用户自定义函数(user define function，UDF)定义入口边界条件，通过UDF函数控制移动速度、射流速度和喷口直径等参数的大小，喷口移动区域四周采用光滑壁面，无剪应力，地面和计算域四周分别采用无滑移壁面和压力出口。

网格划分时，考虑到近壁区域的层流特性，采用LES模型时需对近壁面网格进行加密处理，使近壁面黏性底层区域满足无量纲距离y+<5，以模拟近壁区的复杂流动。近壁面首层网格至壁面的距离Δy,要满足无量纲距离

(1)

式中：Δy是首层网格至壁面距离，m；v是空气的运动黏性系数，m2/s；τω是壁面切应力，Pa；ρ是空气密度，kg/m3。模型第一层距壁面网格距离为Δy=1.9×10-5，使得数值模拟结果的y+<1，满足增强壁面处理方法的要求。整个计算域共计6.3×106个六面体网格。采用Smagorinsky-Lilly亚格子模型，动量、湍动能、湍流耗散率采用中心差分法进行离散。

4 结果及讨论

4.1 数值模拟有效性验证

4.1.1 流场特征

图6给出了足尺模型数值模拟得到的t=200 s时刻的移动下击暴流三维风速云图，从图中可以看出，下击暴流的整体形态与图1所示的实际下击暴流存在一定的相似性。图7给出了数值模拟得到的风场中某测点的风速时程与美国圣安德鲁斯空军基地(AAFB)实测下击暴流风速时程的对比，由图可知，二者均存在前后两个波峰，且前一个波峰峰值较大，后一个波峰峰值相对较小，文献[13]还给出了二者的风向时程对比，结果表明：移动下击暴流数值模拟能够很好地捕捉风场的瞬态特征，能够较好地还原实际下击暴流风场。

4.1.2 测点风压系数

结构风工程中一般通过风压系数来表征建筑表面的风压分布特性，风压系数的计算公式如下

图6 移动下击暴流三维风速云图Fig.6 3-D wind velocity contour of moving downburst

图7 风速时程对比Fig.7 Comparison of velocity time history

(2)

式中：P为测点处的风压；ρ为空气密度；vref为参考风速，在常规大气边界层风场中，vref通常取为模型顶部平均风速，而在雷暴冲击风风场中，由于水平风速最大值一般出现在近地面附近，且大小随径向位置的变化而变化，因而参考风速一般取为射流喷口的出流风速，即vjet。

为了进一步验证数值模拟的有效性，图8和图9分别给出了模型A面和顶面典型测点在数值模拟和试验条件下的风压系数时程对比。由图8可以看出，对于模型A面测点，数值模拟与试验得到的测点风压系数时程基本一致，风压系数随时间的增加而先增大后减小，且平均风压幅值随建筑到风暴移动中心线距离的增加而略有减小。由图9可以看出，对于顶面中心测点，除y/Djet= 1位置，其余位置在喷口经过时均出现了较大的正值波峰，说明当建筑位于喷口射流直径范围内时，下沉气流会对建筑顶面产生较大的压力作用。当风暴移动到建筑后方时，距离风暴移动中心线较近的建筑顶面中心测点的数值模拟和试验风压结果有些许差异，这一方面可能是由于数值模拟的各参数及边界条件均是理想化的，与试验现场条件并非完全一致，另一方面计算流体力学对于钝体绕流问题，尤其是处于气流强分离区的屋面位置，其模拟精度具有一定局限性。但整体而言，数值模拟还是很好地还原了屋面测点风压的变化过程，其与试验结果的整体分布规律一致。

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

(c) y/Djet=0.5(d) y/Djet=1图8 风压系数时程对比(A面中线，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图9 风压系数时程对比(顶面中点)Fig.9 Comparison of time history of pressure coefficients

由上述分析可知，大涡数值模拟能够较好地还原移动下击暴流风场，并能成功捕捉该风场下建筑表面的风压时变特征，因而可以采用该数值模拟方法对移动下击暴流作用下的建筑风荷载开展研究。需要说明的是，由于风暴移动速度对风场的影响较为显著[14]，风场结构的差异最终将导致风场中建筑结构风荷载的不同。因此，为了更好地对实际下击暴流进行还原，后文的分析是基于大涡足尺模拟进行的，其风暴移动速度为6 m/s，射流速度为30 m/s。

4.2 建筑表面风荷载(风暴移动中心线上)

以建筑模型位于风暴移动中心线为典型工况，重点研究下击暴流移动过程中，高层建筑表面的风压变化规律及风荷载的作用机理。

建筑表面中心线在6个典型时刻的风压系数分布如图10所示。图10(a)给出了中心线位置，其中0-1为A面中心线，1-2为顶面中心线，2-3为C面中心线。如图10(b)所示，高层建筑表面的风压分布在风暴移动的过程中发生了显著变化。t=100 s时，风暴中心移动至x=600 m位置，建筑表面的风压系数基本为0，这是由于此时建筑距离风暴中心仍较远(相距1 200 m，即2Djet)，下沉气流冲击地面产生的扩散气流尚未冲击到高层建筑；t=200 s时，风暴中心移动至x=1 200 m位置，其仍位于建筑前方，但二者距离缩小(相距600 m，即1Djet)，此时建筑A面为迎风面，该面中下部风压较大，最大风压系数达到1.6左右；t=300 s时，风暴中心移动至x=1 800 m，其位于建筑正上方，此时建筑顶面出现较大正压；t=400～600 s时，风暴中心已从建筑顶面越过，此时，建筑A面变为背风面，而C面成为迎风面，此时，迎风面的最大风压仍出现在中下部，但极值风压仅为0.75左右。

(a) 位置标记(b) 典型时刻风压系数分布图10 建筑中心线风压系数分布Fig.10 Distribution of wind pressure coefficient alongbuilding center line

为了揭示下击暴流移动过程中建筑表面的风荷载作用机理，图11～15给出了在下击暴流移动过程中，风暴移动中心线上的高层建筑周围在3个典型时刻的基于速度的涡量云图以及对应的建筑表面风压系数分布。

图11给出了下击暴流位于高层建筑前方时(t=200 s)的涡量云图及建筑表面风压系数分布。从图中可以看出，建筑表面漩涡主要集中在顶面迎风侧前沿以及侧面迎风侧扇形区域，且在两侧面迎风侧上部角点位置附近涡量较大，说明气流在迎风面边缘发生了流动分离。建筑迎风面仅在贴近地面位置存在少量漩涡，且漩涡出现在迎风面风速驻点(迎风面下部风速为0处)下侧，说明来流风冲击建筑迎风面后，在驻点下方出现了强下切气流，并在地面附近形成漩涡。建筑表面风压受气体绕流的影响，迎风面基本为正压，最大正压出现在下部风速驻点处。其余面受气体分离及再附的影响，在漩涡集中处相应的负压绝对值较大。

(a) 涡量云图

(b) 风压系数分布图11 涡量云图及建筑表面风压系数分布(t=200 s)Fig.11 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=200 s)

(a) 涡量云图

(b) 风压系数分布图12 涡量云图及建筑表面风压系数分(t=300 s)Fig.12 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=300 s)

图12给出了下击暴流移动至高层建筑上方时(t=300 s)的涡量云图及建筑表面风压系数分布。下沉气流受惯性作用，在风暴移动过程中其形态会出现一定偏斜，因而虽然此时射流喷口位于建筑正上方，但气流冲击地面的中心位置会略有滞后。从图中可以看出，此时建筑已位于下沉气流的冲击范围内，建筑侧面迎风侧角点位置出现了明显的锥形涡。建筑顶面主要受下沉气流作用，风压为正值，而在侧面锥形涡处出现了较大负压。

图13给出了下击暴流移动至高层建筑后方时(t=500 s)的涡量云图及建筑表面风压系数分布。此时C面变为迎风面，与图10类似，建筑表面漩涡仍主要分布于顶面迎风侧前沿及侧面迎风侧角点位置。此时风暴的移动方向与风暴后方气流的整体流动方向相反，冲击建筑的来流风受到削弱，因而建筑表面的整体风压系数相对较小。

(a) 涡量云图

(b) 风压系数分布图13 涡量云图及建筑表面风压系数分(t=500 s)Fig.13 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=500 s)

4.3 建筑表面风荷载(风暴移动中心线外)

当建筑位于风暴移动中心线以外时，下击暴流对建筑的风荷载作用规律会随二者间相对位置关系的改变而不同。为此，图14、15分别给出了偏离风暴移动中心线(y/Djet=1.0)的高层建筑在风暴移动过程中的两个典型时刻的涡量云图及表面风压系数分布。

当下击暴流位于建筑前方时(图14)，因来流风与A面夹角较大，而与B面夹角较小，因而气流在A、B面交界处发生分离，A面仍主要受正压作用，而B面边沿则出现了较大的负压。当下击暴流移动至建筑后方时(图15)，建筑顶面角部出现了明显的锥形涡，在该位置处风压极值可达-1.8，其绝对值远大于风暴移动中心线上的建筑顶面负压。可见，当建筑偏离风暴移动中心线时，移动下击暴流对高层建筑的风荷载作用规律与未偏离时显著不同，且建筑顶面角部及侧面边缘的极值风压可能更大。

(a)涡量云图

(b)风压系数分布图14 涡量云图及建筑表面风压系数分(t=200 s)Fig.14 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=200 s)

(a) 涡量云图

(b) 风压系数分布图15 涡量云图及建筑表面风压系数分(t=400 s)Fig.15 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=400 s)

5 结 论

采用试验和数值模拟研究了移动下击暴流作用下高层建筑表面的风压时变特性及其作用机理，得到主要结论如下：

(1) 基于大涡模型，采用时变速度入口的数值模拟方法能够较好地还原移动下击暴流风场，并捕捉高层建筑表面的风压时变特征。

(2) 在风暴移动中心线上，当建筑处于风暴前缘时，其表面风压系数较大，而当建筑处于风暴后缘时，其表面风压系数相对较小，气流分离形成的漩涡主要出现在顶面迎风侧前沿及侧面迎风侧上角部区域，这些区域负压相对较大。建筑顶面在风暴经过其上方时会出现较大正压。

(3) 在风暴移动中心线外，高层建筑的来流风风向会随风暴的移动而不断发生变化，从而导致表面风压分布具有明显的时变特征。当建筑位于风暴前缘时，与来流风夹角较小的侧面会由于气流在钝体边缘的分离作用而出现较大的负压区域。当建筑位于风暴后缘时，建筑顶面角部区域会由于锥形涡的产生而出现较大负压。