移動型下擊暴流及其作用下高層建筑風荷載的數值模擬

李 藝，黃國慶,2，程 旭，趙麗娜

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

下擊暴流是一種突發性強的小尺度局地強風，其近地面風速可達75 m/s，嚴重威脅到輸電線塔和高層建筑等結構的安全。例如，澳大利亞等國80%的輸電線塔坍塌與下擊暴流相關[1]。下擊暴流風垂直撞擊地面后形成沿地面向外擴散的高強風，風從下擊暴流中心處向外直吹，具有很強的破壞力。因地面不光滑，阻礙了徑向風的流動，氣流風向會因此發生變化產生豎向分量風，對建筑屋蓋等影響較大。下擊暴流風在撞擊地面的過程中，射流口還在發生著水平方向的運動，造成地表附近的風向變化加劇，使其具有較強的下沉氣流和低空風切變，在極短時間內產生極大的破壞力，對大跨、高聳結構、輸電線塔、風機等造成嚴重破壞。對高層建筑等結構而言，下擊暴流引起的荷載與常規風差異較大，下擊暴流作用下結構的動力響應比大氣邊界層風作用下的結構動力響應大的多，例如下擊暴流作用下建筑屋蓋中心處位移接近于常規風作用下位移的2倍[2]。但中國荷載標準規范僅提供了常規風荷載，對下擊暴流等特殊風并未考慮。由于下擊暴流的危害性以及規范指導的局限性，因此，研究下擊暴流風特性及其風荷載特性具有重要的現實意義，可為實際工程的抗風設計提供參考。

下擊暴流的頻發引起了越來越多學者的關注。對下擊暴流的研究方法主要分為現場實測、風洞試驗、數值模擬及理論研究四大類。在現場實測方面，Fujita[3]在NIMROD和JAWS項目中對下擊暴流進行了現場實測，依據實際觀測結果分析了下擊暴流的流場特性；Hjelmfelt[4]描述了在科羅拉多州觀測到的微暴流的形態，根據統計資料總結了微暴流的基本特征；Mccarthy等[5]調查了1982年夏天在美國丹佛斯臺普頓國際機場發生的微下擊暴流事件，詳盡的描述了下擊暴流的危害；黃國慶等[6]通過實測，發現在山區下擊暴流頻繁發生，這對山區大跨度橋梁、輸電線塔及風機的抗風設計提出了新的挑戰。

Chay和Letchford[7]開展了物理實驗，研究在靜止型下擊暴流作用下立方體上的壓力分布特征；Choi[8]利用穩定的沖擊射流模型對下擊暴流進行了模擬實驗研究以確定地面粗糙度對其風剖線的影響；Zhang等[9]通過風洞實驗研究了高層建筑距下擊暴流射流中心不同位置處的風荷載；Jesson等[10]通過物理試驗分析了瞬態下擊暴流作用下建筑表面瞬時風壓分布情況。

隨著計算機的發展，數值模擬方法也被廣泛應用于風工程研究。Selvam和Holmes[11]使用二維k-ε模型模擬了靜止下擊暴流撞擊地面的過程；Shehata等[12]通過比較下擊暴流與常規風對輸電線塔作用效應的差異，揭示了在結構設計時考慮強荷載的重要性；Sengupta和Sarkar[13]利用多種湍流模型模擬了下擊暴流風場，對比了數值模擬與試驗結果的差異，探討了對下擊暴流數值模擬的最佳湍流模型、邊界條件和計算域；李朝[14]采用三維穩態軸對稱模型對靜止型下擊暴流進行了數值模擬，分析了下擊暴流豎向風速剖面的相應特征；黨會學等[15]進行了全尺寸下擊暴流CFD數值模擬，據此提出了移動下擊暴流風剖面的非線性預測方法；Huang等[16]基于RANS對下擊暴流進行了數值模擬，研究了靜止型下擊暴流風場作用下高層建筑表面的壓力系數分布；Chowdhury等[17]通過數值模擬描述了下擊暴流的結構和演變過程，并與現有的全尺度數據進行了比較；胡偉成等[18]對山丘地形風場進行了數值模擬，揭示了大渦模擬能有效得出山丘地形下脈動風特性；Yumi和Yasushi[19]利用大渦模擬方法研究了強風產生的機理，并闡明了下擊暴流誘導風荷載的特征。

為了便于使用，基于前述研究，學者們提出了多個經驗模型，特別是針對風剖面的模型。基于軸對稱下擊暴流的假設，Oseguera和Bowles[20]提出了一種圓柱坐標系下的三維穩態下擊暴流徑向風速的分析模型，隨后Vicroy[21]基于現場實測改進了其徑向風速形狀函數，此更新的模型被命名為OBV模型；Holmes和Oliver[22]在風暴中心移動基礎上，通過大量數據的擬合給出了徑向風剖面的經驗模型；Li等[23]考慮了特征高度的非線性效應，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非平穩下擊暴流風速的方法。

本文基于沖擊射流模型和雷諾時均方法對下擊暴流進行了數值模擬，重點研究了移動型下擊暴流對高層建筑的風荷載作用：首先，對靜止型下擊暴流及其作用下高層建筑的風荷載進行了穩態數值模擬，并將模擬結果與風洞試驗對比，驗證了計算模型及方法的可行性；然后，借助滑移網格技術對移動型下擊暴流進行了數值模擬，并將兩種狀態的下擊暴流進行了詳細的對比，研究了移動型下擊暴流的風場特性及其對建筑的影響。

1 靜止型下擊暴流數值模擬

基于RANS對靜止型下擊暴流進行三維穩態數值模擬，將數值模擬結果與Zhang等[9]的風洞試驗結果進行對比，目的是為了驗證本文數值模擬方法的可靠性，以便將其擴展到移動情況，并將模擬的結果與后續移動型下擊暴流的結果進行對比研究。

1.1 靜止型下擊暴流風場數值模擬

計算模型如圖1所示，整個風場模型尺寸為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)，網格為六面體結構化網格，利用O-Block生成射流口中心網格。對網格無關性進行驗證后，采用的網格示意圖見圖2，首層網格尺寸為3×10-5m，本次數值計算的網格數量為900萬。進行數值模擬時，離散化設置如表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，本文的數值模擬均在ANSYS/FLUENT平臺下進行。本文穩態模擬下亞松弛因子參數值保持默認值，如表2所示。

圖1 風場計算域剖面圖Fig.1 Profile of wind field calculation domain

圖2 網格示意圖Fig.2 Grid schematic

表1 離散化設置Table 1 Setting of discretization

表2 亞松弛因子設置Table 2 Setting of under-relaxation factors

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

圖3 與其他學者試驗、數值模擬結果對比圖Fig.3 Comparisons with experimental and numerical results of other scholars

1.1.1 徑向風速剖面

圖4描述了下擊暴流風場不同徑向位置r處的徑向風速Vr沿豎向高度z的變化規律：同一徑向位置處徑向風速Vr隨著高度z的增加急劇增大到最大值，并在一段高度內保持著極值速度，后隨著高度的增加而減小。徑向距離越遠，極值速度持續的時間越短。圖5描述了不同高度z處徑向風速Vr隨徑向距離r的變化情況：同一豎直高度處徑向風速Vr隨著徑向距離r的增加先線性增長，隨后風速減弱。隨著高度的增加，最大風速值點距離風口越近。從下擊暴流徑向風速的豎直剖面和水平剖面圖中可以看出，徑向峰值風速出現在近地面z=0.02D～0.06D，r=0.8D～1.2D范圍內。

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

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

1.1.2 下擊暴流的特征高度分布

OBV(Oseguera and Bowles/Vicroy)模型[21]認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高度Zm以及1/2最大水平速度對應高度δ來描述下擊暴流邊界層厚度，但由于Zm太靠近地面難以測量，既敏感又不穩定，通常選用δ來描述下擊暴流的邊界層厚度。

從圖6可以看出CFD模擬的結果與Sengupta和Sarkar[13]提出δ的徑向形狀函數公式所得到的結果變化趨勢一致，表明邊界層的發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 下擊暴流的特征高度δ分布Fig.6 Distribution of characteristic height of downburst

1.2 靜止型下擊暴流對高層建筑作用的數值模擬

從下擊暴流徑向風速水平剖面模擬結果表明：風速峰值基本出現在距射流中心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。計算模型和參數設置同前，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 壁面壓力系數分析

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

圖8 壁面壓力系數分布Fig.8 Distribution of wall pressure coefficient

1.2.2 建筑物表面局部壓力系數

在z=0.25h(h為建筑模型高)高度處從建筑物迎風面中心到背風面中心逆時針等距布置 19 個監測點，見圖9。將本文模擬得到的壓力系數與Zhang等[9]的靜止型下擊暴流試驗結果進行對比，壓力系數變化規律基本一致，模擬的結果有較好的吻合度。從圖9可以看出：建筑物迎風面的壓力系數為正，在中心處達到最大，從中間向兩邊遞減，側面和背面的壓力系數為負，背面的壓力系數略微小于建筑物側面壓力系數值。模擬得到側面壓力系數絕對值小于試驗值，這可能是由于采用穩態模擬，側面的渦環較弱造成的。

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

1.2.3 建筑迎風面中線壓力系數

圖10描述了建筑迎風面壓力系數隨高度的變化趨勢：在建筑物迎風面底部出現一段高壓區，在一定高度范圍內壓力系數保持Cp極值不變，后隨著高度的增加而減小，主要是因為下擊暴流的強風速一般出現在近地面附近。

圖10 建筑迎風面中線壓力系數隨高度的變化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，數值模擬計算各層層間力，層間力系數計算結果見表3。從表3可以看出，建筑模型表面橫風向氣動力明顯小于順風向氣動力系數。將所得到的順風向氣動力系數CFr與Zhang等[9]的試驗結果進行比較，結果見圖11。可以看出，雖然CFD模擬的阻力系數結果小于試驗所得到的結果，但各層阻力系數的變化趨勢是一致的，阻力系數隨著高度的增加先增大后減小，約在z=0.3h處風力系數達到最大，這與前文的風速變化趨勢吻合。本文采用的幾何縮尺比為1∶650，因此，在結構設計時要注意下擊暴流對35 m建筑高度處的破壞。

表3 層間力系數值Table 3 Interlayer force coefficients

1.2.5 模型表面壓力系數云圖

圖12為模型表面壓力系數云圖。從圖12(a)可以看出，建筑物頂面壓力系數為負值且數值較小。圖12(b)顯示迎風面壓力系數為正值，分布呈對稱性，同一豎向高度處，中心線上壓力系數最大，壓力系數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為負值，壓力系數隨高度的增高先增加后減小，由于流動在背面中心處發生了再附著，造成背面兩側壓力系數較大，中心壓力系數較小。

圖11 層間阻力系數分布Fig.11 Distribution of interlayer drag coefficients

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

1.2.6 不同風向角下模型表面壓力系數

選取0°、15°、22.5°、45°風向角來衡量不同風向角對建筑表面壓力系數的影響，建筑物整體阻力系數見圖13，側面壓力系數云圖見圖14。從圖中可以看出，與常規風情況相似[29]，當風向角為15o時會產生一個明顯的渦，側面出現一個最大負壓，約為-1.09。此時整體阻力系數最大，但各角度下的值差異不大，這與Zhang等[9]的試驗結果相吻合：當建筑物位于r=1.0D時，風向角對風力系數的影響較小。

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

圖14 側面壓力系數云圖Fig.14 Lateral pressure coefficient cloud

2 移動型下擊暴流數值模擬分析

現場實測數據[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運動方向上的水平風速，更容易造成建筑物的破壞。

2.1 移動型下擊暴流風場數值模擬

采用滑移網格技術以及瞬態計算方法可更加接近真實的模擬下擊暴流風場。計算域設置為22D×22D×6D的長方體區域，射流管直徑以及高度、射流速度同前。Holmes[31]推算下擊暴流的移動速度范圍為10 m/s～20 m/s，根據速度縮尺比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，設定時間步長為0.001 s，邊界條件、湍流模型等同前。

滑移網格是一種能精確求解多運動參考系問題的技術，采用2個或多個網格區域來進行計算模擬。本文采用兩個獨立文件分別生成靜網格和動網格區域，在計算開始前將網格文件進行合并，相鄰區域間采用分界面Interface進行分隔，相鄰區域一側的網格沿著網格分界相對于另一側區域進行滑動。本文采用鋪層方法來實現射流口的移動，通過在邊界層創建新的網格來完成運動區一側的擴展，通過邊界層網格的消除來完成另一側運動區的收縮，并重新建立網格之間的連接關系，憑借分割與合并因子來保證鋪層效果。由于流動的非穩態特性，因此，在計算中需要使用瞬態分析。計算模型如圖15所示，動網格區劃分為剛體運動區域及變形區域。射流口從起點O沿x軸正方向勻速運動到終點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速豎直剖面與Chen等[32]的模擬結果以及Holmes等[22]的經驗模型進行對比。圖16可說明本文數值模擬的結果吻合度較好，數值模擬的結果可靠。本文模擬的結果的極大值與Chen等[32]論文結果的極大值有微小差異，這是由于選取的下擊暴流移動速度不同造成的，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，風速峰值越大。

2.1.1 徑向風速特征

各時刻的速度云圖可清晰描述下擊暴流由積云階段到成熟階段的發展過程，圖17顯示了主要代表性時刻對應的速度云圖。0.5 s以前處于下擊暴流的積云階段，環形渦還未到達壁面，下沉氣流未完全發展；在0.5 s時，第一個渦流接觸地面，氣流快速分散，形成徑向風速；從0.5 s～1.0 s是渦流到達地面后的充分發展階段，影響區域不斷擴大；從1.0 s～3.0 s速度云圖沒有太大變化，可認為移動型下擊暴流已進入成熟階段。

圖17 代表性時刻對應的速度云圖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擊暴流對應的徑向風速剖面。從圖18可看出，在積云階段，下擊暴流發展并不充分，該階段徑向風速值較小，成熟階段后徑向風速增強，風速極值趨于穩定，不同時刻徑向風速剖面極值大小基本相同。

圖18 不同時刻移動型下擊暴流徑向風剖面Fig.18 Radial wind profile of downburst at different times

選取達到穩定狀態的移動型和靜止型下擊暴流的徑向風速剖面進行對比，結果見圖19。兩運動狀態下徑向風速剖面的變化規律基本一致。從圖中可以看出，靜止型下擊暴流正負風速極值大小一致，而移動型下擊暴流的負風速極值小于正風速極值，下擊暴流的移動增強了運動方向上的徑向風速，減弱了負方向的徑向風速。

圖19 移動型與靜止型下擊暴流徑向風速剖面對比Fig.19 Comparison of radial wind profiles between moving and static downbursts

2.1.2 風速時程曲線

時程曲線中時間軸可通過公式向空間軸進行轉化,轉化公式如下：

式中：X為距風場中心的水平距離；t為射流中心移動的時間。

通過公式轉化后，橫坐標0點位于計算流域中心處。監測風場中心處距離地面高度z=0.03D點的風速時程曲線，如圖20所示。可看出風速的變化符合如下規律：射流口靠近過程中，監測點的徑向風速逐漸增大，達到風速峰值后風速減弱，隨著射流口的繼續移動，徑向風速增加，出現二次峰值。射流口遠離監測點的過程中，負向風速增加，約在距離測點0.75D處達到負向風速極值，隨后負向風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.沖擊風實地觀測數據[33]進行模擬得到的風速時程曲線變化規律吻合。

圖20 射流口處于風場中心某一固定高度觀測點不同徑向位置時監測點的風速變化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.下擊暴流的模擬風速記錄Fig.21 Simulated wind speed and direction records for Andrews A.F.B.downburst

2.2 移動型下擊暴流對高層建筑作用的數值模擬

下擊暴流的移動增強了運動方向的風速值，建筑物表面的風壓會有所增大，研究移動型下擊暴流對建筑物的作用效應對結構的抗風設計至關重要。本節將建筑物布置在計算流域中心處，見圖15，其他參數條件同上。

2.2.1 壁面壓力系數分析

當t= 2 s時，射流中心移動了6.56D，將此時射流中心坐標作為原點坐標，進行局部放大，結果見圖22。與靜止型下擊暴流相比，下擊暴流正壓核心區域縮小，在X=0.5D附近，壓力接近于大氣壓，正壓區域約等于噴射口投影到壁面的范圍。距射流口中心1.3D處，壁面出現負壓，并隨著距射口投影中心的距離的增加負壓增大，在距射流口中心約為2D處負值達到最大，隨后距離噴射口投影中心越遠，負壓迅速減小接近于0。

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

2.2.2 壓力系數時程曲線

由于建筑的對稱性，只選擇在建筑物頂面一側設置了6個觀測點，測點布置如圖23所示。隨著下擊暴流的靠近，建筑表面出現負壓，且隨著距離的靠近，負壓值增大，約在距建筑1.5D范圍處達到最值，隨后壓力系數絕對值減小。當下擊暴流運動到建筑物上方時，頂面壓力系數變為正值并逐漸增大，約在建筑正上方附近達到峰值，后隨著下擊暴流的遠離，壓力系數減弱。從圖23可以看出，頂面中心壓力系數最大，迎風側和背風側其次，側面的壓力系數最小。

圖23 建筑物頂面監測點的壓力系數時程曲線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處各設置3個觀測點，圖24描述了建筑物迎風面壓力系數的變化情況：隨著射流口距建筑的徑向距離縮短，迎風面的壓力系數逐漸增大，當射流口到達建筑正上方時，壓力系數達到峰值，隨后隨著射流口的遠離而減小，當距建筑物1D距離時，壓力系數由正變為負且逐漸增大，在r=2D時，達到吸力達到峰值。射流中心與建筑物的距離為?1D～2.5D時，移動型下擊暴流對建筑物迎風面影響較大。

圖24 建筑物正面監測點的壓力系數時程曲線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的變化情況：在下擊暴流風口距建筑物?2D時，建筑物背風面壓力系數出現負值，隨著射流口的靠近，壓力系數絕對值增大，在1D時達到峰值。在下擊暴流到達建筑物正上方時，壓力系數變為正值并逐漸增加，在遠離建筑物1D時，壓力系數達到最大值，最后隨著下擊暴流的遠離，背面壓力系數減弱直至為0。射流中心與建筑物的距離為?2D～2D時，下擊暴流對建筑物背面影響較大。

圖25 建筑物背面監測點的壓力系數時程曲線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，下擊暴流氣流遭受到了建筑正面的阻礙，近乎垂直的氣流方向變為豎直向上，并與建筑側上方的氣流聚集，隨后在建筑正面與頂部分界處產生分離，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

通過分析建筑物迎風面、背風面的壓力系數云圖，可以看出建筑在離射流口不同位置時，壓力系數沿高度變化的不同。選取t=1s及t=2s為代表時刻，此時建筑表面壓力系數云圖見圖27(a)、圖27(b)。在下擊暴流靠近的過程中，迎風面壓力系數為正值，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大于兩側的壓力系數值。背面壓力系數為負值，隨著高度的增加先增大后減小。在下擊暴流遠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

對建筑物局部壓力系數進行模擬，測點布置同圖9、圖10。圖28描述了移動型下擊暴流與靜止型下擊暴流作用下建筑表面固定高度處壓力系數對比情況，圖29、圖30描述了建筑物正面、背面中心線上壓力系數對比情況。通過比較靜止型及移動型下擊暴流作用下建筑表面壓力系數發現：兩狀態下建筑表面的壓力系數變化趨勢一致，但移動型下擊暴流的壓力系數大于靜止型下擊暴流壓力系數，對建筑造成的作用更強，應在設計時加以考慮。

圖28 建筑表面固定高度處壓力系數對比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對比Fig.30 Comparison of pressure coefficients on center line of back of building

本節基于數值模擬分析了移動下擊暴流對建筑結構表面風壓的影響，從本節可知下擊暴流強風速區集中在近地面處，在建筑物迎風面底部會出現一段高壓區，并給出了下擊暴流移動的影響范圍，在建筑結構設計中應著重注意。除了需要考慮下擊暴流的建筑正面沖擊，還應考慮射流中心經過后尾流區域渦旋的影響。中國風荷載規范只給出了邊界層的風荷載，對于一些重要或體型特別的結構，由于下擊暴流流場較為復雜，應通過風洞試驗或數值模擬來確定結構風荷載和風致效應。

3 結論

本文借助于沖擊射流模型，利用SSTk-ω湍流模型對靜止型、移動型下擊暴流風場及其作用下高層建筑的風荷載進行了數值模擬，并將兩種狀態下的結果進行對比，得到的結論如下：

(1) 將本文研究所得到下擊暴流徑向風剖面結果與部分現有研究結果相比較，結果較為吻合，驗證了本文采用的模型和模擬方法的可靠性。

(2) 靜止型下擊暴流風壓與風洞試驗對比，模擬的結果吻合度高。建筑物迎風面壓力系數為正值，側面和背面為負值，同一高度處，迎風面的壓力系數在中心處壓力系數最大，由中心向兩側逐漸減小。建筑物側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擊暴流環渦尚未到達地面直至環渦接觸地面之后充分發展的過程，符合下擊暴流形成過程的變化特征。射流口的移動會增強運動方向上的水平風速，同一監測點會出現兩次速度峰值，在運動方向上的風速極值總是大于負方向的風速極值。

(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沿高度不斷減小，背面壓力系數沿高度絕對值先增大后減小，在遠離建筑物時其變化規律恰好相反。移動型下擊暴流作用下建筑表面的壓力系數大于靜止型下擊暴流作用下建筑表面壓力系數，對建筑造成的破壞更強，應在設計時加以考慮以提高設計的安全性。