基于邊界層風洞的下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場特性數(shù)值模擬

劉志文 ，陳以榮 ，辛亞兵 ，陳政清 ，2

（1.湖南大學風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南長沙410082；2.湖南大學土木工程學院，湖南長沙410082）

下?lián)舯┝魇侵咐妆┰浦芯植啃缘膹娤鲁翚饬鳑_擊地面后，沿徑向產(chǎn)生的直線型水平風速，最大風速可達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，且風速變化劇烈.下?lián)舯┝鲿旊娋€塔、建筑結(jié)構等產(chǎn)生破壞.已有統(tǒng)計表明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)構風荷載控制值是由雷暴風確定[1-2].Letchford 和Lombardo 建議在結(jié)構設計規(guī)范中考慮下?lián)舯┝髯饔肹3].

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

Hjelmfelt[6]通過總結(jié)宏下?lián)舯┝鲗崪y數(shù)據(jù)，指出采用沖擊射流裝置可以實現(xiàn)在試驗室中模擬下?lián)舯┝髁鲌?Wood 等[7]采用了連續(xù)穩(wěn)態(tài)沖擊射流模型，分別進行了數(shù)值模擬與試驗模擬，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)形渦與陣風峰面等動態(tài)特點.此外，Letchford 等[9]對試驗裝置進行了改進，實現(xiàn)了噴嘴的移動，研究了噴嘴固定與噴嘴移動時下?lián)舯┝鞯牧鲌鎏匦?，以及在兩種流場中的立方體塊表面壓力分布情況.Mcconville等[10]開發(fā)了一套試驗裝置，采用9 組風扇來產(chǎn)生下沉氣流，通過8 組三角形襟翼實現(xiàn)了瞬態(tài)下?lián)舯┝鞯哪M.此外，西安大略大學開發(fā)的WindEEE 風洞，是首座三維風洞實驗室，可實現(xiàn)龍卷風、下?lián)舯┝鞯确橇紤B(tài)風模擬[11].Butler 和Kareem[12]利用旋轉(zhuǎn)平板對穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝鬟M行了試驗和數(shù)值模擬.Moustafa等設計了一套多道可獨立運動并實現(xiàn)高速旋轉(zhuǎn)的斜板組成的系統(tǒng)，可以在風洞中模擬下?lián)舯┝魉斤L速風場，斜板運動方式采用CFD 方法進行了優(yōu)化，風洞試驗結(jié)果表明模擬得到的下?lián)舯┝魉斤L速風場在時間和空間上與現(xiàn)場實測結(jié)果有較好的一致性[13].國內(nèi)學者段旻等[14]進行了帶有可調(diào)節(jié)平板的穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝黠L洞模擬，試驗結(jié)果表明，該裝置模擬的下?lián)舯┝魉斤L速分布與經(jīng)驗風剖面吻合較好.

Oseguera 和 Bowles，Vicory 以及 Li 等學者基于不可壓歐拉方程并類比傳統(tǒng)邊界層經(jīng)驗模型，提出了下?lián)舯┝髁鲌鼋馕瞿Ｐ?，但這些半經(jīng)驗公式并不能捕捉到下?lián)舯┝髁鲌龇欠€(wěn)態(tài)細節(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、實現(xiàn)精準的結(jié)構荷載估算，廣泛被各國學者用于下?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行了模擬；Anderson 和Mason 等人則采用冷源子云模型進行了模擬[18-20].這些學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，但風工程研究側(cè)重風對結(jié)構的荷載作用，此外簡化模型也有利于工程應用.Selvam 與Holmes 采用了二維沖擊射流模擬計算域并考慮了地形影響，研究了當下?lián)舯┝髁鲌鐾ㄟ^小山時，流場風速增加情況[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場的影響[22].Sengupta 和Sarkar[23]采用了數(shù)值和試驗方法，對下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬的湍流模型、計算域和邊界條件進行了深入研究.Kim 與Hangan 采用二維沖擊射流模型計算域，并選用RSM（Reynolds stress model）湍流模型計算得到了下?lián)舯┝鞣嵌ǔＡ鲌觯芯苛讼聯(lián)舯┝麝囷L峰面特點以及流場的雷諾數(shù)相關性問題[24].Mason 等[25]則認為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場進行了數(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)風場時存在一些問題，但仍然是一種有效的下?lián)舯┝黠L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速豎向風剖面，數(shù)值模擬結(jié)果與下?lián)舯┝魉斤L速經(jīng)驗風剖面和已有的沖擊射流模型試驗結(jié)果吻合較好.

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

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

本文擬在大氣邊界層風洞中模擬下?lián)舯┝魉斤L速特性，為橋梁結(jié)構下?lián)舯┝黠L效應試驗研究奠定基礎.首先采用二維、三維沖擊射流模型進行下?lián)舯┝黠L特性數(shù)值模擬研究，以進一步了解下?lián)舯┝黠L場特性；在此基礎上，在邊界層風洞中設置傾斜平板對下?lián)舯┝魉椒较蝻L場進行數(shù)值模擬和風洞試驗研究.

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，可計算得到更為詳細的流場發(fā)展細節(jié).本節(jié)采用二維沖擊射流模型進行下?lián)舯┝黠L場特性數(shù)值模擬.

1.1 計算模型

參考文獻[24]確定二維沖擊射流模型計算參數(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），計算域整體尺寸為10Djet×10Djet進行數(shù)值模擬.為簡化計算，選取對稱一側(cè)區(qū)域進行計算，計算域示意圖如圖1 所示.分別采用剪應力輸送湍流模型SST k-ω 和雷諾應力湍流模型RSM 進行計算，RSM 模型計算時采用增強壁面處理[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格式，此外，動量、湍動能、湍能耗散率和雷諾應力也采用二階格式進行離散.計算域幾何縮尺比為1 ∶2 000，計算時間步長為0.001 s[29].

圖1 計算域示意圖Fig.1 Computational domain diagram

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

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

為進行網(wǎng)格無關性檢驗，采用了3 套網(wǎng)格進行計算，具體網(wǎng)格參數(shù)如表1 所示，網(wǎng)格示意圖如圖2所示.計算域邊界條件設置如下：速度入口邊界（Velocity inlet），來流風速 Ujet=9.6 m/s；計算域右側(cè)、上側(cè)為壓力出口邊界（Pressure outlet）；對稱軸處設置為對稱邊界（AXIS）；入口上部壁面設置為滑移邊界（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 計算結(jié)果

1.2.1 網(wǎng)格無關性檢驗

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

1.2.2 計算結(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刻流場速度云圖.由圖4、圖5 可知兩種模型計算得到的流場變化情況接近，初始時刻均產(chǎn)生了初始旋渦，隨著時間推移開始沖擊地面，產(chǎn)生沿水平方向的流動，同時產(chǎn)生了次生渦旋.

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

將計算周期內(nèi)計算結(jié)果進行平均處理，得到兩種湍流模型不同位置處水平風速豎向平均風剖面.選取距離徑向位置r=1Djet以及r=1.5Djet處水平風速豎向平均風剖面，如圖6 所示.由圖6 可知，兩種湍流模型計算結(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的風速時程曲線，由圖7 可知風速時程曲線0～0.5 s 時兩種湍流模型計算結(jié)果保持一致，0.5 s 之后SST k-ω 湍流模型結(jié)果波動較小，兩者最終趨于穩(wěn)定，其中速度最大時刻為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過程中對風場的徑向速度起到了加速作用，本文計算結(jié)果也表明存在這種現(xiàn)象.

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

圖5 流場不同時刻速度云圖（剪應力輸送湍流模型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剖面圖Fig.6 Vertical mean wind profile of horizontal velocity at different radial position

圖7 距離壁面實際高度為10 m 處風速時程曲線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，二維數(shù)值模擬結(jié)果與NIMROD[30]和JASW[6]現(xiàn)場實測結(jié)果比較.為方便對比，將計算結(jié)果根據(jù)最大風速以及其對應高度進行歸一處理.由圖8 可知，兩種湍流模型數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果吻合較好，且SST k-ω 湍流模型計算結(jié)果要優(yōu)于RSM 湍流模型計算結(jié)果.

圖8 r=1Djet 處平均風剖面對比圖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場特性，為了進一步比較二維沖擊射流模型所模擬的下?lián)舯┝魉斤L速剖面特征，本節(jié)采用三維沖擊射流模型進行下?lián)舯┝黠L場特性數(shù)值模擬.

2.1 計算模型

二維沖擊射流數(shù)值模擬結(jié)果顯示，計算域頂部區(qū)域流場擾動微小，為節(jié)約計算資源將計算域高度設定為8Djet，其中速度入口距離地面4Djet，保持與二維計算域一致.由于采用全尺寸計算域，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)值模擬計算參數(shù)參照二維模擬進行設置.計算域軸對稱切面圖如圖9 所示，計算域直徑為20Djet.

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

三維數(shù)值模擬同樣采用剪應力運輸SST k-ω 湍流模型以及雷諾應力RSM 湍流模型進行計算.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格式，動量、湍動能、湍能耗散率和雷諾應力均采用二階格式進行離散.計算域采用1 ∶2 000 幾何縮尺，計算時間步長為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算得到的徑向位置分別為r = 1Djet、r =1.5Djet處對應時均水平風速豎向風剖面.圖12 所示分別為徑向距離r=1Djet時計算時間t=0.3 s、t=0.5 s 時二維、三維沖擊射流模型采用不同湍流模型計算得到的瞬時水平風速豎向風剖面.從圖11、12 中可以看出，二維、三維沖擊射流模型對應的不同湍流模型數(shù)值模擬結(jié)果總體吻合較好；隨著高度增長，風速先增加后減?。幌鄬Χ?，采用剪應力輸送SST k-ω湍流模型分別進行二維、三維沖擊射流模型計算結(jié)果相對離差較小.

圖11 不同徑向位置平均風剖面二維、三維沖擊射流模型計算結(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 位置不同時刻風剖面二維、三維沖擊射流模型計算結(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 邊界層風洞下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場數(shù)值模擬

3.1 計算模型

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

參考湖南大學2 號邊界層風洞第二試驗段幾何尺寸確定計算域，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 實現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L速豎向風剖面模擬，分別在距離傾斜平板中心d=3.5 m、4 m、5 m、6 m 處設置風速監(jiān)控點，以分析不同位置處的水平風速豎向風剖面，計算域如圖13 所示.計算域邊界條件設置如下：計算域左側(cè)為速度入口邊界（Velocity inlet），來流風速為 10 m/s；計算域右側(cè)為壓力出口邊界（Pressure outlet）；計算域上、下側(cè)以及下傾斜平板為無滑移壁面邊界（Wall）.

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

采用分塊結(jié)構化網(wǎng)格進行網(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，以計算域形心位置為坐標原點，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 計算結(jié)果

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

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

為便于比較，將數(shù)值模擬結(jié)果進行時均處理，并將結(jié)果按最大風速以及其對應高度進行歸一化處理.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，大渦模擬計算結(jié)果與實測結(jié)果總體吻合較好.總體而言，當傾斜平板傾角合適時可實現(xiàn)下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場水平風速豎向風剖面模擬.

Oseguera 和 Bowles，Vicory 以及 Li 等[15-17]學者根據(jù)現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)建立了下?lián)舯┝魉椒较蜇Q向風剖面解析模型.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，實際下?lián)舯┝黠L場水平風速豎向風剖面最大風速位置距離地面為h = 70 ～80 m 左右，此外，Hjelmfelt[6]根據(jù)JAWS 實測數(shù)據(jù)總結(jié)了典型下?lián)舯┝黠L剖面，其中水平風速風剖面最大風速位置距離地面高度h=80 m.綜合考慮，本文后續(xù)計算取h=70 m.根據(jù)實際下?lián)舯┝黠L場最大水平風速距離地面的位置h 和邊界層風洞中模擬的最大水平風速距離風洞地面的位置h0，可以得到下?lián)舯┝魉斤L速風場幾何縮尺比為：

風速比的確定根據(jù)常規(guī)邊界層風洞模型試驗方法確定.

圖17 下?lián)舯┝魉斤L速風剖面數(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 以及風速監(jiān)測點距離傾斜平板中心d 不同時，形成的豎向風剖面最大風速位置距離計算域下側(cè)的h0不一樣.將部分數(shù)值模擬結(jié)果的風場縮尺比計算結(jié)果列于表2 中.由表2 可知，傾角值α 與監(jiān)測點距離d 越大，最大風速位置h0增大，風場幾何縮尺比λL也隨之增大.

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

4 邊界層風洞下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場試驗模擬

4.1 試驗裝置

根據(jù)邊界層風洞傾斜平板下?lián)舯┝魉斤L速豎向風剖面模擬數(shù)值模擬結(jié)果，結(jié)合下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)流場特點，設計了邊界層風洞下?lián)舯┝魉斤L速豎向風剖面模擬試驗裝置，以實現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L速豎向風剖面以及時變特性模擬.試驗裝置如圖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、伺服電機和控制系統(tǒng).傾斜平板可實現(xiàn)水平風速豎向風剖面模擬，由控制系統(tǒng)控制的伺服電機可驅(qū)動兩側(cè)豎向?qū)ΨQ擋風板快速轉(zhuǎn)動，可實現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L速的時變特性模擬.為了測量不同高度處風速，研制了一套專用風速測量裝置.通過伺服電機控制，眼鏡蛇風速儀可沿豎向方便移動，實現(xiàn)風速的快速測量，眼鏡蛇風速儀采樣頻率為321.5 Hz.圖19 所示為置于風洞中的下?lián)舯┝魉斤L速豎向風剖面模擬裝置照片.

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

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

4.2 試驗結(jié)果

試驗時，通過不斷調(diào)試傾斜平板的位置、傾角α以及風速測試位置距離平板中心d 的位置獲得最佳風剖面.圖20 給出了d=3 m、傾角α 分別為49°、60°和66°的試驗結(jié)果.由圖20 可知，當測試斷面距離為3 m 時，傾角α 為66°時風洞試驗結(jié)果比傾角α為49°和60°更接近于現(xiàn)場實測結(jié)果，因此固定傾斜平板角度為66°，調(diào)節(jié)風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 時對應風剖面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，不同監(jiān)測位置水平風速豎向風剖面試驗結(jié)果.從圖21 可以看出，當傾斜平板的角度為66°時，d=3.5 m 和4.0 m 風洞試驗結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果吻合較好.綜合圖16 和圖21 可知，下?lián)舯┝魉斤L速剖面數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果存在一定的差異，可能是由于風洞試驗中下?lián)舯┝髂M裝置支架的干擾效應引起.

圖21 平板傾角為66°時不同測試斷面距離對應風剖面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)測點距離d 處水平風速風剖面最大風速位置h0和風場幾何縮尺比λL.由表3 可知，試驗結(jié)果趨勢與數(shù)值模擬結(jié)果總體一致，即當d 值不變時，隨著傾角α 的增大，風場幾何縮尺比λL增大.

此外，由于本文僅采用一塊傾斜平板進行試驗模擬，由圖21 可知在風剖面最大風速位置以上試驗結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果吻合效果不理想，考慮到本文試驗裝置模擬的最佳下?lián)舯┝黠L場幾何縮尺比大約為λL=1 ∶200 對應的最大水平風速距離風洞底部約為h0=0.5 m，故當實際結(jié)構高度約為100 m 以內(nèi)時可采用本文方法進行相關試驗研究.

表3 風洞試驗模擬下?lián)舯┝黠L場幾何縮尺比計算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場進行了數(shù)值模擬，對下?lián)舯┝黠L特性進行了研究；在此基礎上分別進行了邊界層風洞下?lián)舯┝魉斤L速數(shù)值模擬和風洞試驗研究，實現(xiàn)了下?lián)舯┝魉斤L速模擬，得到如下主要結(jié)論：

1）下?lián)舯┝黠L場二維、三維沖擊射流模型數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測結(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）邊界層風洞中設置傾斜平板數(shù)值模擬結(jié)果表明：在擋板角度α、風速監(jiān)測位置與傾斜平板中心距離d 合適時，形成的水平風速豎向風剖面與下?lián)舯┝魉斤L速豎向風剖面實測值吻合較好，為試驗模擬裝置設計提供了依據(jù).

3）邊界層風洞中設置傾斜平板風洞試驗結(jié)果表明：下?lián)舯┝髂M試驗裝置在邊界層風洞中可實現(xiàn)下?lián)舯┝魉斤L速豎向風剖面模擬，為橋梁結(jié)構下?lián)舯┝魉斤L速效應研究奠定了基礎.