摘 要：針對下擊暴流穩態風場模擬問題，基于計算流體動力學方法（Computational Fluid Dynamics，CFD），首先分別采用二維、三維沖擊射流模型對下擊暴流風場進行數值模擬，對下擊暴流風場特性進行研究. 在此基礎上，根據下擊暴流對橋梁結構作用主要受水平風速影響的特點，采用二維數值模擬方法對邊界層風洞中設置傾斜平板模擬下擊暴流水平風速風場進行了研究. 最后，設計并加工了邊界層風洞下擊暴流水平風速模擬試驗裝置，在邊界層風洞中進行了下擊暴流水平風速風場模擬試驗，并將數值模擬結果與試驗結果和已有文獻結果進行了比較. 結果表明：下擊暴流風場的二維沖擊射流模型模擬結果與三維沖擊射流模型模擬結果吻合較好，即二維沖擊射流模型是一種有效的下擊暴流風場簡化模擬方法;在邊界層風洞中設置傾斜平板所模擬的下擊暴流水平風速風場數值模擬結果和風洞試驗結果具有較好的一致性，并與沖擊射流模型數值模擬結果和現場實測結果均吻合較好，即在邊界層風洞中設置傾斜平板可模擬下擊暴流水平風速穩態風場特性.
關鍵詞：下擊暴流;水平風速風場模擬;沖擊射流模型;傾斜平板;數值模擬;風洞試驗
中圖分類號：U441.2 文獻標志碼：A
Abstract：For the problems of downburst steady wind field simulation， based on Computational Fluid Dynamic （CFD） methods， firstly， 2-dimensional （2-D） and 3-dimensional （3-D） impinging jet models were used to simulate the downburst wind field， and the characteristics of downburst wind field were studied. On this basis， according to the characteristics that the effect of downburst on bridge structures is mainly affected by the horizontal wind speed， the horizontal wind field of downburst in Boundary Layer Wind Tunnel （BLWT） with inclined plate was studied by using 2-D numerical simulation method. Finally， the horizontal wind filed simulation experimental device of the downburst in the BLWT was designed and manufactured， and the horizontal wind field simulation experiment of the downburst was carried out in the BLWT. The numerical simulation results were compared with the experimental results in this study and the results from the existing literature. The comparison results show that the simulation results of the 2-D impinging jet model for the downburst wind field are in good agreement with that of the 3-D impinging jet model， that is， the 2-D impinging jet model is an effective simplified simulation method for the downburst wind field. The numerical simulation results of the horizontal wind speed and wind field of the downburst simulated by setting up the inclined plate in the BLWT are in good agreement with the wind tunnel test results， and are in good agreement with the numerical simulation results of impinging jet model and the field measured results， that is， the characteristics of steady horizontal wind filed of downburst flow can be simulated by setting an inclined plate in BLWT.
Key words：downburst;horizontal wind field simulation;impinging jet model;inclined plate;numerical simulation;wind tunnel test 下擊暴流是指雷暴云中局部性的強下沉氣流沖擊地面后，沿徑向產生的直線型水平風速，最大風速可達240 km/h（約為66.7 m/s）. 根據下擊暴流影響的范圍分為微下擊暴流（半徑小于4 km）和宏下擊暴流（半徑大于4 km），下擊暴流具有突發性，且風速變化劇烈. 下擊暴流會對輸電線塔、建筑結構等產生破壞. 已有統計表明83%的輸電線塔系統破壞事故是由于下擊暴流引起的. 近年來研究表明，美國和歐洲大部分地區結構風荷載控制值是由雷暴風確定[1-2].
Letchford和Lombardo建議在結構設計規范中考慮下擊暴流作用[3].下擊暴流風特性研究主要包括現場實測、試驗模擬和數值模擬研究等. Fujita與Mccarthy等[4-5] 學者在20世紀80年代通過現場實測發現并定義了下擊暴流，即強下沉氣流引起的近地面強風，并總結了一系列下擊暴流流場特點.由于下擊暴流發生時間和發生地點隨機性較強，生命周期短，覆蓋范圍小等特點，現場實測難度較大.
Hjelmfelt[6]通過總結宏下擊暴流實測數據，指出采用沖擊射流裝置可以實現在試驗室中模擬下擊暴流流場. Wood等[7]采用了連續穩態沖擊射流模型，分別進行了數值模擬與試驗模擬，得到了下擊暴流作用下考慮地形影響的加速因子. Letchford等[8]從工程角度回顧了下擊暴流研究，指出采用穩態沖擊射流模型模擬下擊暴流流場將丟失下擊暴流流場環形渦與陣風峰面等動態特點. 此外，Letchford等[9]對試驗裝置進行了改進，實現了噴嘴的移動，研究了噴嘴固定與噴嘴移動時下擊暴流的流場特性，以及在兩種流場中的立方體塊表面壓力分布情況. Mcconville等[10]開發了一套試驗裝置，采用9組風扇來產生下沉氣流，通過8組三角形襟翼實現了瞬態下擊暴流的模擬. 此外，西安大略大學開發的WindEEE風洞，是首座三維風洞實驗室，可實現龍卷風、下擊暴流等非良態風模擬[11]. Butler和Kareem[12]利用旋轉平板對穩態下擊暴流進行了試驗和數值模擬. Moustafa等設計了一套多道可獨立運動并實現高速旋轉的斜板組成的系統，可以在風洞中模擬下擊暴流水平風速風場，斜板運動方式采用CFD方法進行了優化，風洞試驗結果表明模擬得到的下擊暴流水平風速風場在時間和空間上與現場實測結果有較好的一致性[13]. 國內學者段旻等[14]進行了帶有可調節平板的穩態下擊暴流風洞模擬，試驗結果表明，該裝置模擬的下擊暴流水平風速分布與經驗風剖面吻合較好.
Oseguera和Bowles，Vicory以及Li等學者基于不可壓歐拉方程并類比傳統邊界層經驗模型，提出了下擊暴流流場解析模型，但這些半經驗公式并不能捕捉到下擊暴流流場非穩態細節特征[15-17]. CFD數值模擬由于可以獲得高分辨率的流場信息、實現精準的結構荷載估算，廣泛被各國學者用于下擊暴流流場研究. Hjelemfelt等人基于微觀物理全云模型，采用數值模擬對下擊暴流進行了模擬;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，對于面向工程的下擊暴流數值模擬具有參考意義，但風工程研究側重風對結構的荷載作用，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，研究了當下擊暴流流場通過小山時，流場風速增加情況[21]. 汪之松等采用大渦數值模擬方法，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擊暴流風場的影響[22]. Sengupta和Sarkar[23]采用了數值和試驗方法，對下擊暴流數值模擬的湍流模型、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擊暴流非定常流場，研究了下擊暴流陣風峰面特點以及流場的雷諾數相關性問題[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良好. Chay[26]等對多組不同直徑和不同下沉氣流速度的下擊暴流風場進行了數值模擬. 結果表明，沖擊射流數值模擬方法在模擬突發風場時存在一些問題，但仍然是一種有效的下擊暴流風場模擬方法[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，并模擬了下擊暴流水平風速豎向風剖面，數值模擬結果與下擊暴流水平風速經驗風剖面和已有的沖擊射流模型試驗結果吻合較好.
在研究下擊暴流風場對橋梁結構作用方面，Hao與Wu[28]利用滑移網格實現了沖擊射流模型下三維移動下擊暴流流場模擬，并基于有限元CSD方法對大跨度懸索橋進行了結構動力響應分析.
綜上所述，現有研究表明沖擊射流模型的數值模擬和試驗模擬是研究下擊暴流風場的重要方法. 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，導致結構試驗模型較小，比較適合建筑結構下擊暴流風效應研究. 采用WindEEE專用風洞進行下擊暴流風對結構作用效應研究則費用相對較大. 考慮到下擊暴流對橋梁結構的影響主要取決于其水平風，下擊暴流豎向風速對橋梁結構產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. 在傳統大氣邊界層風洞中進行下擊暴流風場水平風速模擬對橋梁結構下擊暴流風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擊暴流水平風速特性，為橋梁結構下擊暴流風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擊暴流風特性數值模擬研究，以進一步了解下擊暴流風場特性;在此基礎上，在邊界層風洞中設置傾斜平板對下擊暴流水平方向風場進行數值模擬和風洞試驗研究.
1 下擊暴流二維沖擊射流模型模擬 下擊暴流沖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值模擬相比三維沖擊射流模型數值模擬，網格數量可控，可計算得到更為詳細的流場發展細節. 本節采用二維沖擊射流模型進行下擊暴流風場特性數值模擬.
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，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進行數值模擬. 為簡化計算，選取對稱一側區域進行計算，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].
1.2 計算結果
1.2.1 網格無關性檢驗
網格無關性檢驗計算采用表1中三套網格，選用SST k-ω湍流模型進行. 計算結果如圖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，全部時程數據計算得到的水平風速豎向平均風剖面. 由圖3可知，3套網格計算結果差異較小，為節約計算資源，后續計算采用網格數量最少的網格1進行計算.
1.2.2 計算結果
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，初始時刻均產生了初始旋渦，隨著時間推移開始沖擊地面，產生沿水平方向的流動，同時產生了次生渦旋.
將計算周期內計算結果進行平均處理，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果保持一致，0.5 s之后SST k-ω湍流模型結果波動較小，兩者最終趨于穩定，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，產生了分離和重新附著，Hangan等[24]認為：氣流沖擊地面過程中，產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，本文計算結果也表明存在這種現象.
圖8所示為徑向位置r = 1Djet時，二維數值模擬結果與NIMROD[30]和JASW[6]現場實測結果比較. 為方便對比，將計算結果根據最大風速以及其對應高度進行歸一處理. 由圖8可知，兩種湍流模型數值模擬結果與現場實測結果吻合較好，且SST k-ω湍流模型計算結果要優于RSM湍流模型計算結果.
2 下擊暴流三維沖擊射流模型模擬
考慮到三維沖擊射流模型可以從整體上模擬下擊暴流風場特性，為了進一步比較二維沖擊射流模型所模擬的下擊暴流水平風速剖面特征，本節采用三維沖擊射流模型進行下擊暴流風場特性數值模擬.
2.1 計算模型
二維沖擊射流數值模擬結果顯示，計算域頂部區域流場擾動微小，為節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，三維數值模擬計算參數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.
三維數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.
考慮首層網格厚度需滿足無量綱距離要求，經試算后最終確定首層網格厚度為 5 × 10-5 m，網格總數為3 763 323，網格核心區域徑向增長率為1.039，豎向增長率為1.15，三維網格如圖10所示，此外三維網格計算域壁面y+值均小于1.
2.2 計算結果
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值模擬結果總體吻合較好;隨著高度增長，風速先增加后減小;相對而言，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果相對離差較小.
3 邊界層風洞下擊暴流穩態風場數值模擬
3.1 計算模型
為了在邊界層風洞中模擬下擊暴流水平風速豎向風剖面，為橋梁結構下擊暴流風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下擊暴流水平風速豎向風剖面模擬. 為此分別采用數值模擬方法和風洞試驗方法進行研究. 重點關注下擊暴流沖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. 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，可通過調節平板傾角α實現下擊暴流水平風速豎向風剖面模擬，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：計算域左側為速度入口邊界（Velocity inlet），來流風速為10 m/s;計算域右側為壓力出口邊界（Pressure outlet）;計算域上、下側以及下傾斜平板為無滑移壁面邊界（Wall）.
采用分塊結構化網格進行網格劃分，為方便傾斜平板角度調整，以傾斜平板中心為圓心建立O型網格，網格各方向增長率均小于1.2，網格總數為227 484，網格示意圖如圖14所示. 劃分網格時，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.
3.2 計算結果
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擊暴流風場水平風速豎向風剖面數值模擬. 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.
為便于比較，將數值模擬結果進行時均處理，并將結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°數值模擬結果. 由圖16可知，傾角α = 41° ～ 49°、d = 4 ～ 5 m范圍時，大渦模擬計算結果與實測結果總體吻合較好. 總體而言，當傾斜平板傾角合適時可實現下擊暴流穩態風場水平風速豎向風剖面模擬.
Oseguera和Bowles，Vicory以及Li等[15-17]學者根據現場實測數據建立了下擊暴流水平方向豎向風剖面解析模型. 圖17所示為本文數值模擬結果（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，實際下擊暴流風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JAWS實測數據總結了典型下擊暴流風剖面，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，本文后續計算取h = 70 m. 根據實際下擊暴流風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，可以得到下擊暴流水平風速風場幾何縮尺比為：
由于傾斜平板角度α以及風速監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的h0不一樣. 將部分數值模擬結果的風場縮尺比計算結果列于表2中. 由表2可知，傾角值α與監測點距離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.
4 邊界層風洞下擊暴流穩態風場試驗模擬
4.1 試驗裝置
根據邊界層風洞傾斜平板下擊暴流水平風速豎向風剖面模擬數值模擬結果，結合下擊暴流穩態流場特點，設計了邊界層風洞下擊暴流水平風速豎向風剖面模擬試驗裝置，以實現下擊暴流水平風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、豎向對稱檔板、伺服電機和控制系統. 傾斜平板可實現水平風速豎向風剖面模擬，由控制系統控制的伺服電機可驅動兩側豎向對稱擋風板快速轉動，可實現下擊暴流水平風速的時變特性模擬. 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擊暴流水平風速豎向風剖面模擬裝置照片.
4.2 試驗結果
試驗時，通過不斷調試傾斜平板的位置、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°時風洞試驗結果比傾角α為49°和60°更接近于現場實測結果，因此固定傾斜平板角度為66°，調節風速測量裝置距傾斜平板的距離，以獲得最佳距離d.
圖21分別顯示了平板傾斜角度為66°時，不同監測位置水平風速豎向風剖面試驗結果. 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風洞試驗結果與現場實測結果吻合較好. 綜合圖16和圖21可知，下擊暴流水平風速剖面數值模擬結果與試驗結果存在一定的差異，可能是由于風洞試驗中下擊暴流模擬裝置支架的干擾效應引起.
表3給出了不同傾角α及監測點距離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，試驗結果趨勢與數值模擬結果總體一致，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果與現場實測結果吻合效果不理想，考慮到本文試驗裝置模擬的最佳下擊暴流風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，故當實際結構高度約為100 m以內時可采用本文方法進行相關試驗研究.
5 結 論
分別采用二維、三維沖擊射流模型對下擊暴流風場進行了數值模擬，對下擊暴流風特性進行了研究;在此基礎上分別進行了邊界層風洞下擊暴流水平風速數值模擬和風洞試驗研究，實現了下擊暴流水平風速模擬，得到如下主要結論：
1）下擊暴流風場二維、三維沖擊射流模型數值模擬結果與現場實測結果吻合較好，且二維沖擊射流模型數值模擬結果與三維沖擊射流模型數值模擬結果吻合較好. 2）邊界層風洞中設置傾斜平板數值模擬結果表明：在擋板角度α、風速監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擊暴流水平風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.
3）邊界層風洞中設置傾斜平板風洞試驗結果表明：下擊暴流模擬試驗裝置在邊界層風洞中可實現下擊暴流水平風速豎向風剖面模擬，為橋梁結構下擊暴流水平風速效應研究奠定了基礎.
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