移動(dòng)下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖL(fēng)荷載特性研究

方智遠(yuǎn)，汪之松,2，李正良,2，黃漢杰

(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(shí)驗(yàn)室，重慶 400045; 3. 中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心，四川 綿陽 621000)

隨著工業(yè)社會(huì)的進(jìn)一步發(fā)展，人類活動(dòng)對(duì)氣候環(huán)境的影響日益加深。氣象研究表明：我國(guó)年均雷暴數(shù)超過45天的地區(qū)主要分布在新疆西北部、西藏中部、青海南部、四川西部以及長(zhǎng)江以南的大部分地區(qū)，我國(guó)主要地理分區(qū)的年均雷暴日數(shù)在2010年后開始迅速增加[1]。下?lián)舯┝魇抢妆┨鞖庵谐Ｒ姷囊环N極端風(fēng)氣候，其中尺度較小且破壞力較強(qiáng)的微下?lián)舯┝髟诶妆┨鞖庵械陌l(fā)生概率高達(dá)60%～70%[2]。Fujita[3]將下?lián)舯┝鞫x為一種在近地面附近引起災(zāi)害性強(qiáng)風(fēng)的強(qiáng)下沉氣流。該極端強(qiáng)風(fēng)在世界各地造成了大量工程結(jié)構(gòu)破壞[4]，引起了越來越多風(fēng)工程學(xué)者的關(guān)注。

對(duì)于下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖL(fēng)荷載的研究，Zhang等[5-6]采用沖擊射流裝置模擬下?lián)舯┝鳎芯苛嗽擃愶L(fēng)場(chǎng)下低矮及高層建筑的風(fēng)荷載特性，發(fā)現(xiàn)下?lián)舯┝髯饔孟碌慕ㄖ砻骘L(fēng)壓分布與大氣邊界層風(fēng)作用下的存在顯著不同。陳勇等[7]同樣基于沖擊射流試驗(yàn)，研究了球殼型大跨屋面在下?lián)舯┝髯饔孟碌娘L(fēng)壓特性，分析了矢跨比、高跨比以及模型所處流場(chǎng)位置對(duì)屋面風(fēng)壓分布的影響，發(fā)現(xiàn)屋面所處位置及其矢跨比是影響屋面風(fēng)壓分布的主要因素。汪之松等[8]結(jié)合沖擊射流試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，研究了下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中，坡地地形對(duì)高層建筑表面風(fēng)壓的影響，發(fā)現(xiàn)坡地地形會(huì)使建筑迎風(fēng)面風(fēng)壓減小，而使側(cè)面和背風(fēng)面的風(fēng)壓絕對(duì)值增大。上述研究均采用靜止型沖擊射流，忽略了風(fēng)暴移動(dòng)對(duì)下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)及建筑風(fēng)荷載的影響。Letchford等[9]自行設(shè)計(jì)了移動(dòng)下?lián)舯┝髂M裝置(噴桶固定于小車上)，給出了移動(dòng)下?lián)舯┝髯饔孟嘛L(fēng)暴移動(dòng)中心線上小立方體表面典型測(cè)點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程，但未對(duì)模型表面的風(fēng)壓分布特征進(jìn)行探討。

本文首先采用噴口可移動(dòng)的沖擊射流裝置對(duì)高層建筑模型進(jìn)行了測(cè)壓試驗(yàn)，而后通過大渦數(shù)值模擬方法建立了足尺模型并求解，在驗(yàn)證了數(shù)值模擬可靠性的基礎(chǔ)上，借助數(shù)值模擬流場(chǎng)可視化的優(yōu)點(diǎn)，結(jié)合建筑周圍的渦量分布研究了風(fēng)暴移動(dòng)中心線及中心線外一定距離處高層建筑表面的風(fēng)壓分布及風(fēng)荷載作用機(jī)理。研究結(jié)果可進(jìn)一步增進(jìn)對(duì)于移動(dòng)下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)及該類風(fēng)場(chǎng)下建筑時(shí)變風(fēng)荷載特性的理解，并為后續(xù)該領(lǐng)域研究提供一定參考。

1 下?lián)舯┝鞯慕７椒?/h2>

下?lián)舯┝鞯奈锢斫７椒òǎ簺_擊射流模型、壁面射流模型[10]、冷源模型[11]及環(huán)渦模型[12]等，根據(jù)研究目的及對(duì)象的不同，上述模型有其各自的優(yōu)缺點(diǎn)和適用范圍。其中，沖擊射流模型由于能夠模擬下沉氣流沖擊地面并沿地面擴(kuò)散形成近地面強(qiáng)風(fēng)的完整過程，因而在試驗(yàn)與數(shù)值模擬中較常采用。以往對(duì)于下?lián)舯┝鞯哪M多將噴口固定，忽略了風(fēng)暴移動(dòng)對(duì)風(fēng)場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響，而實(shí)際的下?lián)舯┝魇苌喜吭茖右苿?dòng)及周圍環(huán)境風(fēng)的影響，氣流在下沉的同時(shí)還伴隨有水平移動(dòng)。圖1給出了下?lián)舯┝靼l(fā)展過程中兩個(gè)不同階段的現(xiàn)場(chǎng)照片，從圖中可以看出，受風(fēng)暴移動(dòng)的影響，下沉氣流呈傾斜狀，且沖擊地面后風(fēng)暴前緣(front flank downburst，F(xiàn)FD)出現(xiàn)了較大的環(huán)渦，風(fēng)暴后緣(rear flank downburst，RFD)氣流則較為平緩。因此，為了更好地還原實(shí)際風(fēng)場(chǎng)，本文基于噴口可移動(dòng)的沖擊射流模型對(duì)移動(dòng)下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)及風(fēng)場(chǎng)內(nèi)的高層建筑風(fēng)荷載開展模擬研究。

圖1 實(shí)際下?lián)舯┝髡掌現(xiàn)ig.1 The photo of actual downburst

2 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心的下?lián)舯┝黠L(fēng)洞試驗(yàn)室進(jìn)行。圖2為試驗(yàn)裝置示意圖，該裝置由支架、傳動(dòng)帶、液壓緩沖器、移動(dòng)平臺(tái)以及試驗(yàn)平臺(tái)組成。射流噴嘴固定于移動(dòng)平臺(tái)，由風(fēng)扇段、擴(kuò)散段以及穩(wěn)定段和收縮段這四部分構(gòu)成。其中，風(fēng)扇段為整個(gè)系統(tǒng)的動(dòng)力源；擴(kuò)散段及穩(wěn)定段的主要作用是導(dǎo)流和整流，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(duì)氣流進(jìn)行加速。試驗(yàn)通過控制噴嘴的水平移動(dòng)來模擬移動(dòng)下?lián)舯┝鳌Ｔ囼?yàn)設(shè)備的噴嘴直徑Djet=600 mm，射流噴口到底板的距離Hjet=1 200 mm，噴口的射流速度vjet=20 m/s，水平移動(dòng)速度vtr=0.5 m/s，幾何縮尺比為1∶1 000。

圖2 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental device

高層建筑的模型尺寸及測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示，模型的長(zhǎng)和寬均為50 mm，高為100 mm，頂面布置25個(gè)測(cè)點(diǎn)，其余各面布置50個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)的采樣頻率為312.5 Hz。圖4給出了移動(dòng)下?lián)舯┝髟囼?yàn)中建筑模型與噴口中心的相對(duì)位置關(guān)系，其中α表示建筑模型中心與風(fēng)暴中心的連線與風(fēng)暴移動(dòng)中心線間的夾角，R0表示初始時(shí)刻(t0)建筑到風(fēng)暴中心的水平距離，R1表示風(fēng)暴移動(dòng)過程中某時(shí)刻(t1)建筑中心到風(fēng)暴中心的水平距離，vr表示沿風(fēng)暴中心到建筑中心連線方向的水平風(fēng)速，vc表示合成風(fēng)速。模型初始迎風(fēng)面為A面，背風(fēng)面為C面，兩側(cè)面分別記為B、C面。試驗(yàn)分別獲取了建筑模型位于噴口移動(dòng)中心線及偏離中心線一定距離處(y/Djet= 0、0.25、0.5、1.0)的表面測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓時(shí)程。

圖3 模型及測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Building model and pressure measuring points arrangement

圖4 下?lián)舯┝鳑_擊高層建筑平面示意圖Fig.4 Schematic diagram of test conditions

3 數(shù)值模擬概況

基于計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent14.5，本文采用大渦模擬(large eddy smiulation,LES)方法對(duì)移動(dòng)下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖ乃矐B(tài)風(fēng)荷載特征開展數(shù)值模擬研究。為了驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，首先建立了與試驗(yàn)條件相同的縮尺模型。在驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法有效性的基礎(chǔ)上，為了更好地對(duì)真實(shí)氣象尺度下的下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)及建筑風(fēng)荷載開展研究，本文進(jìn)一步建立了足尺模型，并選取了更加合適的噴口出流速度和移動(dòng)速度。

以足尺模型為例，圖5給出了計(jì)算域的邊界條件及網(wǎng)格劃分剖面圖，計(jì)算域長(zhǎng)17Djet，寬11Djet，高3Djet，速度入口到地面的距離Hjet=2Djet，出流直徑Djet=600 m。噴口的出流速度vjet=30 m/s，水平移動(dòng)速度vtr=6 m/s，初始的噴口x坐標(biāo)設(shè)為0，建筑中心的x坐標(biāo)為1 800 m。

圖5 邊界條件及網(wǎng)格劃分剖面圖Fig.5 Boundary conditions and section map of mesh generation

計(jì)算域邊界條件設(shè)置如圖5所示。通過Fluent自帶的用戶自定義函數(shù)(user define function，UDF)定義入口邊界條件，通過UDF函數(shù)控制移動(dòng)速度、射流速度和噴口直徑等參數(shù)的大小，噴口移動(dòng)區(qū)域四周采用光滑壁面，無剪應(yīng)力，地面和計(jì)算域四周分別采用無滑移壁面和壓力出口。

網(wǎng)格劃分時(shí)，考慮到近壁區(qū)域的層流特性，采用LES模型時(shí)需對(duì)近壁面網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，使近壁面黏性底層區(qū)域滿足無量綱距離y+<5，以模擬近壁區(qū)的復(fù)雜流動(dòng)。近壁面首層網(wǎng)格至壁面的距離Δy,要滿足無量綱距離

(1)

式中：Δy是首層網(wǎng)格至壁面距離，m；v是空氣的運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)，m2/s；τω是壁面切應(yīng)力，Pa；ρ是空氣密度，kg/m3。模型第一層距壁面網(wǎng)格距離為Δy=1.9×10-5，使得數(shù)值模擬結(jié)果的y+<1，滿足增強(qiáng)壁面處理方法的要求。整個(gè)計(jì)算域共計(jì)6.3×106個(gè)六面體網(wǎng)格。采用Smagorinsky-Lilly亞格子模型，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍流耗散率采用中心差分法進(jìn)行離散。

4 結(jié)果及討論

4.1 數(shù)值模擬有效性驗(yàn)證

4.1.1 流場(chǎng)特征

圖6給出了足尺模型數(shù)值模擬得到的t=200 s時(shí)刻的移動(dòng)下?lián)舯┝魅S風(fēng)速云圖，從圖中可以看出，下?lián)舯┝鞯恼w形態(tài)與圖1所示的實(shí)際下?lián)舯┝鞔嬖谝欢ǖ南嗨菩浴D7給出了數(shù)值模擬得到的風(fēng)場(chǎng)中某測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速時(shí)程與美國(guó)圣安德魯斯空軍基地(AAFB)實(shí)測(cè)下?lián)舯┝黠L(fēng)速時(shí)程的對(duì)比，由圖可知，二者均存在前后兩個(gè)波峰，且前一個(gè)波峰峰值較大，后一個(gè)波峰峰值相對(duì)較小，文獻(xiàn)[13]還給出了二者的風(fēng)向時(shí)程對(duì)比，結(jié)果表明：移動(dòng)下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬能夠很好地捕捉風(fēng)場(chǎng)的瞬態(tài)特征，能夠較好地還原實(shí)際下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)。

4.1.2 測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)

結(jié)構(gòu)風(fēng)工程中一般通過風(fēng)壓系數(shù)來表征建筑表面的風(fēng)壓分布特性，風(fēng)壓系數(shù)的計(jì)算公式如下

圖6 移動(dòng)下?lián)舯┝魅S風(fēng)速云圖Fig.6 3-D wind velocity contour of moving downburst

圖7 風(fēng)速時(shí)程對(duì)比Fig.7 Comparison of velocity time history

(2)

式中：P為測(cè)點(diǎn)處的風(fēng)壓；ρ為空氣密度；vref為參考風(fēng)速，在常規(guī)大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)中，vref通常取為模型頂部平均風(fēng)速，而在雷暴沖擊風(fēng)風(fēng)場(chǎng)中，由于水平風(fēng)速最大值一般出現(xiàn)在近地面附近，且大小隨徑向位置的變化而變化，因而參考風(fēng)速一般取為射流噴口的出流風(fēng)速，即vjet。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值模擬的有效性，圖8和圖9分別給出了模型A面和頂面典型測(cè)點(diǎn)在數(shù)值模擬和試驗(yàn)條件下的風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程對(duì)比。由圖8可以看出，對(duì)于模型A面測(cè)點(diǎn)，數(shù)值模擬與試驗(yàn)得到的測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程基本一致，風(fēng)壓系數(shù)隨時(shí)間的增加而先增大后減小，且平均風(fēng)壓幅值隨建筑到風(fēng)暴移動(dòng)中心線距離的增加而略有減小。由圖9可以看出，對(duì)于頂面中心測(cè)點(diǎn)，除y/Djet= 1位置，其余位置在噴口經(jīng)過時(shí)均出現(xiàn)了較大的正值波峰，說明當(dāng)建筑位于噴口射流直徑范圍內(nèi)時(shí)，下沉氣流會(huì)對(duì)建筑頂面產(chǎn)生較大的壓力作用。當(dāng)風(fēng)暴移動(dòng)到建筑后方時(shí)，距離風(fēng)暴移動(dòng)中心線較近的建筑頂面中心測(cè)點(diǎn)的數(shù)值模擬和試驗(yàn)風(fēng)壓結(jié)果有些許差異，這一方面可能是由于數(shù)值模擬的各參數(shù)及邊界條件均是理想化的，與試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)條件并非完全一致，另一方面計(jì)算流體力學(xué)對(duì)于鈍體繞流問題，尤其是處于氣流強(qiáng)分離區(qū)的屋面位置，其模擬精度具有一定局限性。但整體而言，數(shù)值模擬還是很好地還原了屋面測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓的變化過程，其與試驗(yàn)結(jié)果的整體分布規(guī)律一致。

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

(c) y/Djet=0.5(d) y/Djet=1圖8 風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程對(duì)比(A面中線，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圖9 風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程對(duì)比(頂面中點(diǎn))Fig.9 Comparison of time history of pressure coefficients

由上述分析可知，大渦數(shù)值模擬能夠較好地還原移動(dòng)下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)，并能成功捕捉該風(fēng)場(chǎng)下建筑表面的風(fēng)壓時(shí)變特征，因而可以采用該數(shù)值模擬方法對(duì)移動(dòng)下?lián)舯┝髯饔孟碌慕ㄖL(fēng)荷載開展研究。需要說明的是，由于風(fēng)暴移動(dòng)速度對(duì)風(fēng)場(chǎng)的影響較為顯著[14]，風(fēng)場(chǎng)結(jié)構(gòu)的差異最終將導(dǎo)致風(fēng)場(chǎng)中建筑結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的不同。因此，為了更好地對(duì)實(shí)際下?lián)舯┝鬟M(jìn)行還原，后文的分析是基于大渦足尺模擬進(jìn)行的，其風(fēng)暴移動(dòng)速度為6 m/s，射流速度為30 m/s。

4.2 建筑表面風(fēng)荷載(風(fēng)暴移動(dòng)中心線上)

以建筑模型位于風(fēng)暴移動(dòng)中心線為典型工況，重點(diǎn)研究下?lián)舯┝饕苿?dòng)過程中，高層建筑表面的風(fēng)壓變化規(guī)律及風(fēng)荷載的作用機(jī)理。

建筑表面中心線在6個(gè)典型時(shí)刻的風(fēng)壓系數(shù)分布如圖10所示。圖10(a)給出了中心線位置，其中0-1為A面中心線，1-2為頂面中心線，2-3為C面中心線。如圖10(b)所示，高層建筑表面的風(fēng)壓分布在風(fēng)暴移動(dòng)的過程中發(fā)生了顯著變化。t=100 s時(shí)，風(fēng)暴中心移動(dòng)至x=600 m位置，建筑表面的風(fēng)壓系數(shù)基本為0，這是由于此時(shí)建筑距離風(fēng)暴中心仍較遠(yuǎn)(相距1 200 m，即2Djet)，下沉氣流沖擊地面產(chǎn)生的擴(kuò)散氣流尚未沖擊到高層建筑；t=200 s時(shí)，風(fēng)暴中心移動(dòng)至x=1 200 m位置，其仍位于建筑前方，但二者距離縮小(相距600 m，即1Djet)，此時(shí)建筑A面為迎風(fēng)面，該面中下部風(fēng)壓較大，最大風(fēng)壓系數(shù)達(dá)到1.6左右；t=300 s時(shí)，風(fēng)暴中心移動(dòng)至x=1 800 m，其位于建筑正上方，此時(shí)建筑頂面出現(xiàn)較大正壓；t=400～600 s時(shí)，風(fēng)暴中心已從建筑頂面越過，此時(shí)，建筑A面變?yōu)楸筹L(fēng)面，而C面成為迎風(fēng)面，此時(shí)，迎風(fēng)面的最大風(fēng)壓仍出現(xiàn)在中下部，但極值風(fēng)壓僅為0.75左右。

(a) 位置標(biāo)記(b) 典型時(shí)刻風(fēng)壓系數(shù)分布圖10 建筑中心線風(fēng)壓系數(shù)分布Fig.10 Distribution of wind pressure coefficient alongbuilding center line

為了揭示下?lián)舯┝饕苿?dòng)過程中建筑表面的風(fēng)荷載作用機(jī)理，圖11～15給出了在下?lián)舯┝饕苿?dòng)過程中，風(fēng)暴移動(dòng)中心線上的高層建筑周圍在3個(gè)典型時(shí)刻的基于速度的渦量云圖以及對(duì)應(yīng)的建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。

圖11給出了下?lián)舯┝魑挥诟邔咏ㄖ胺綍r(shí)(t=200 s)的渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。從圖中可以看出，建筑表面漩渦主要集中在頂面迎風(fēng)側(cè)前沿以及側(cè)面迎風(fēng)側(cè)扇形區(qū)域，且在兩側(cè)面迎風(fēng)側(cè)上部角點(diǎn)位置附近渦量較大，說明氣流在迎風(fēng)面邊緣發(fā)生了流動(dòng)分離。建筑迎風(fēng)面僅在貼近地面位置存在少量漩渦，且漩渦出現(xiàn)在迎風(fēng)面風(fēng)速駐點(diǎn)(迎風(fēng)面下部風(fēng)速為0處)下側(cè)，說明來流風(fēng)沖擊建筑迎風(fēng)面后，在駐點(diǎn)下方出現(xiàn)了強(qiáng)下切氣流，并在地面附近形成漩渦。建筑表面風(fēng)壓受氣體繞流的影響，迎風(fēng)面基本為正壓，最大正壓出現(xiàn)在下部風(fēng)速駐點(diǎn)處。其余面受氣體分離及再附的影響，在漩渦集中處相應(yīng)的負(fù)壓絕對(duì)值較大。

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖11 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布(t=200 s)Fig.11 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=200 s)

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖12 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=300 s)Fig.12 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=300 s)

圖12給出了下?lián)舯┝饕苿?dòng)至高層建筑上方時(shí)(t=300 s)的渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。下沉氣流受慣性作用，在風(fēng)暴移動(dòng)過程中其形態(tài)會(huì)出現(xiàn)一定偏斜，因而雖然此時(shí)射流噴口位于建筑正上方，但氣流沖擊地面的中心位置會(huì)略有滯后。從圖中可以看出，此時(shí)建筑已位于下沉氣流的沖擊范圍內(nèi)，建筑側(cè)面迎風(fēng)側(cè)角點(diǎn)位置出現(xiàn)了明顯的錐形渦。建筑頂面主要受下沉氣流作用，風(fēng)壓為正值，而在側(cè)面錐形渦處出現(xiàn)了較大負(fù)壓。

圖13給出了下?lián)舯┝饕苿?dòng)至高層建筑后方時(shí)(t=500 s)的渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分布。此時(shí)C面變?yōu)橛L(fēng)面，與圖10類似，建筑表面漩渦仍主要分布于頂面迎風(fēng)側(cè)前沿及側(cè)面迎風(fēng)側(cè)角點(diǎn)位置。此時(shí)風(fēng)暴的移動(dòng)方向與風(fēng)暴后方氣流的整體流動(dòng)方向相反，沖擊建筑的來流風(fēng)受到削弱，因而建筑表面的整體風(fēng)壓系數(shù)相對(duì)較小。

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖13 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=500 s)Fig.13 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=500 s)

4.3 建筑表面風(fēng)荷載(風(fēng)暴移動(dòng)中心線外)

當(dāng)建筑位于風(fēng)暴移動(dòng)中心線以外時(shí)，下?lián)舯┝鲗?duì)建筑的風(fēng)荷載作用規(guī)律會(huì)隨二者間相對(duì)位置關(guān)系的改變而不同。為此，圖14、15分別給出了偏離風(fēng)暴移動(dòng)中心線(y/Djet=1.0)的高層建筑在風(fēng)暴移動(dòng)過程中的兩個(gè)典型時(shí)刻的渦量云圖及表面風(fēng)壓系數(shù)分布。

當(dāng)下?lián)舯┝魑挥诮ㄖ胺綍r(shí)(圖14)，因來流風(fēng)與A面夾角較大，而與B面夾角較小，因而氣流在A、B面交界處發(fā)生分離，A面仍主要受正壓作用，而B面邊沿則出現(xiàn)了較大的負(fù)壓。當(dāng)下?lián)舯┝饕苿?dòng)至建筑后方時(shí)(圖15)，建筑頂面角部出現(xiàn)了明顯的錐形渦，在該位置處風(fēng)壓極值可達(dá)-1.8，其絕對(duì)值遠(yuǎn)大于風(fēng)暴移動(dòng)中心線上的建筑頂面負(fù)壓。可見，當(dāng)建筑偏離風(fēng)暴移動(dòng)中心線時(shí)，移動(dòng)下?lián)舯┝鲗?duì)高層建筑的風(fēng)荷載作用規(guī)律與未偏離時(shí)顯著不同，且建筑頂面角部及側(cè)面邊緣的極值風(fēng)壓可能更大。

(a)渦量云圖

(b)風(fēng)壓系數(shù)分布圖14 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=200 s)Fig.14 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=200 s)

(a) 渦量云圖

(b) 風(fēng)壓系數(shù)分布圖15 渦量云圖及建筑表面風(fēng)壓系數(shù)分(t=400 s)Fig.15 Vortex contour and wind pressure coefficients onbuilding surfaces(t=400 s)

5 結(jié) 論

采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了移動(dòng)下?lián)舯┝髯饔孟赂邔咏ㄖ砻娴娘L(fēng)壓時(shí)變特性及其作用機(jī)理，得到主要結(jié)論如下：

(1) 基于大渦模型，采用時(shí)變速度入口的數(shù)值模擬方法能夠較好地還原移動(dòng)下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)，并捕捉高層建筑表面的風(fēng)壓時(shí)變特征。

(2) 在風(fēng)暴移動(dòng)中心線上，當(dāng)建筑處于風(fēng)暴前緣時(shí)，其表面風(fēng)壓系數(shù)較大，而當(dāng)建筑處于風(fēng)暴后緣時(shí)，其表面風(fēng)壓系數(shù)相對(duì)較小，氣流分離形成的漩渦主要出現(xiàn)在頂面迎風(fēng)側(cè)前沿及側(cè)面迎風(fēng)側(cè)上角部區(qū)域，這些區(qū)域負(fù)壓相對(duì)較大。建筑頂面在風(fēng)暴經(jīng)過其上方時(shí)會(huì)出現(xiàn)較大正壓。

(3) 在風(fēng)暴移動(dòng)中心線外，高層建筑的來流風(fēng)風(fēng)向會(huì)隨風(fēng)暴的移動(dòng)而不斷發(fā)生變化，從而導(dǎo)致表面風(fēng)壓分布具有明顯的時(shí)變特征。當(dāng)建筑位于風(fēng)暴前緣時(shí)，與來流風(fēng)夾角較小的側(cè)面會(huì)由于氣流在鈍體邊緣的分離作用而出現(xiàn)較大的負(fù)壓區(qū)域。當(dāng)建筑位于風(fēng)暴后緣時(shí)，建筑頂面角部區(qū)域會(huì)由于錐形渦的產(chǎn)生而出現(xiàn)較大負(fù)壓。