移動效應的下擊暴流風場特性分析

汪之松， 武彥君， 方智遠

(1.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045；2.重慶大學 山地城鎮建設與新技術教育部重點實驗室，重慶 400045)

Fujita[1]定義下擊暴流為雷暴天氣中急速下沉氣流猛烈沖擊地面并向四周擴散而引起近地面短時強風的災害現象，在世界各地發生的頻率都很高，嚴重影響人的正常生活甚至危及人的生命財產安全。2012年5月6日，日本東部地區突遇下擊暴流，造成2人死亡近50人受傷，約2萬戶家庭斷電；2015年6月1日21時26分，“東方之星”客輪遭受下擊暴流襲擊，瞬時極大風力達13級，持續時間約6分鐘，導致442人遇難。Proctor[2]根據相關資料分析認為下擊暴流是一種普遍現象，在雷雨天氣情況下發生的概率高達60%～70%；根據澳大利亞對輸電線塔倒塌破壞的調查分析表明，90%左右的輸電塔線體系的倒塌破壞事故均是由下擊暴流等強風造成。

下擊暴流發生頻度高且破壞性強，國內外學者針對下擊暴流的風剖面特性進行了一系列研究。軸對稱穩態風剖面研究已取得豐碩的成果[3-7]， Oseguera等[8]、Wood等[9]、Vicroy[10]、陳勇等[11]提出了平均風速經驗模型。而氣象觀測結果表明，由于受到大氣邊界層風的影響，下擊暴流不僅僅是靜止型的軸對稱模式，還具有整體水平運動的特征。這種移動型下擊暴流在其運動方向上以及在較短時間尺度內，風速更強并伴隨風向改變，動力效應明顯，更容易造成輸電塔線體系的破壞。考慮非穩態沖擊風主要采用矢量合成法[12]，所用橫廓線模型包括：Oseguer等、Vicroy、陳勇等提出的平均風速經驗模型、Holmes橫廓線模型[12]、Chay等[13]提出的加以改進的OBV模型。在此基礎上，Holmes等從經典的沖擊射流理論出發，將沖擊射流的徑向風速與雷暴沖擊風的風暴中心移動風速矢量合成，提出了一個能描述雷暴沖擊風水平風速和雷暴移動的雷暴沖擊風速模型。Chen等[14]采用諧波合成法模擬了脈動風，再采用矢量合成法和Holmes-Oliver橫廓線模型，最終獲得了包含脈動部分的非平穩水平平均風速時程。但基于矢量合成法獲得的水平平均風速時程都無法全面考慮沖擊風移動速度和射流速度對下擊暴流風場的影響。

李錦華等[15]通過非均勻調制函數法證明了下擊暴流非平穩脈動風速數值模擬的有效性。Letchford等[16]，Sengupta等[17]在實驗室里采用移動噴嘴，進行了下擊暴流的物理模擬。Mcconville等[18]則通過固定噴嘴，使用移動的風速探頭測量了下擊暴流的風速時程，并與實測結果取得了較好的一致性。陳勇等采用可運動、可變沖擊風參數的下擊暴流沖擊風試驗裝置[19]，該裝置采用固定噴嘴，通過驅動電機帶動平板運動來模擬下擊暴流沖擊風的運動流場。這里用到了轉換思想，小車和平板的移動速度即為沖擊風的移動速度，這種近似模擬與實際風場有所差異。為了較好地還原真實氣候條件的下擊暴流，論文采用了可移動的射流噴筒進行下擊暴流風場試驗，并用大渦模擬研究沖擊風的射流速度、移動速度對下擊暴流風場特性的影響，并把風場試驗結果和模擬結果進行對比。

1 風洞試驗

1.1 試驗裝置

沖擊射流裝置如圖1所示，由支架、傳動帶、液壓緩沖器、移動平臺及試驗平臺組成。射流噴口固定在移動平臺上，可在水平方向自由移動來模擬移動型下擊暴流。射流噴口包括風扇段、擴散段、穩定段和收縮段。其中風扇段為整個系統的動力源,擴散段及穩定段的主要作用是導流和整流，并加裝了阻尼網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；收縮段主要對氣流進行加速。

試驗幾何縮尺比為1∶1 000，射流噴口直徑Djet=600 mm，噴口與底板的距離H=2Djet。為了研究風暴移動對下擊暴流風場的影響，試驗同時進行了靜止型和移動型下擊暴流試驗。試驗裝置的移動速度Vtr、射流速率Vjet的調節范圍分別為0～25 m/s，0～1 m/s，采用三維眼鏡蛇探頭對風速進行數據采集，自行設計風速探頭支架，該探頭為4孔壓力探頭，可對x,y,z三個方向的風速進行采集，風速測量范圍在2～100 m·s-1，測試精度在±0.5 m/s，風向測量角為±45°椎體，測量精度為±1.0°，本次試驗探頭采樣頻率為256 Hz。取對應于豎向風速剖面最大值所在高度的測點(z=0.02Djet)和對應于高度為z=0.02Djet位置處的測點進行試驗研究。

(a)

(b)

1.2 試驗的測點布置與工況

靜止型下擊暴流試驗測點布置如圖2(a)所示，在距離噴口中心r=1.0Djet處布置測點,移動型下擊暴流風場試驗測點布置如圖2(b)所示。試驗主要研究了噴口移動速度Vtr與射流速度Vjet對風場的影響，試驗工況如表1所示。

2 數值模擬

論文建立了縮尺和足尺模型來驗證移動型下擊暴流數值模擬的可靠性，并驗證了縮尺和足尺模擬結果的無差異性。縮尺模型與模擬工況均和試驗保持一致，縮尺比為1∶1 000。計算域示意圖和網格劃分如圖3所示，計算域長17Djet，寬11Djet，高3Djet，噴口移動區域長7Djet，寬和高均為1Djet，射流直徑Djet=0.6 m，噴口到地面的高度Hjet=2Djet。采用UDF函數定義入口邊界條件，通過UDF函數控制移動速度、射流速度和噴口直徑等參數的大小，噴口移動區域四周采用光滑壁面，無剪應力，地面和計算域四周分別采用無滑移壁面和壓力出口。網格劃分采用三維結構化網格，總數約600萬，計算時間步長為0.001 s，噴口移動區域的網格進行了均勻加密處理，如圖3(b)所示。

(a)

(b)

工況編號移動速度/(m·s-1)射流速度/(m·s-1)102020.510311040.5205120

黨會學等[20]從相對速度原理的角度出發，在數值模擬中將下擊暴流的水平移動速度轉化為地面的相對移動速度而保持下擊暴流靜止不動，這種轉換思想與實際的移動下擊暴流有所差別，為了改善上述轉換思想的不足，本文采用UDF函數控制噴口移動，可以更真實的模擬實際的下擊暴流。

美國和澳大利亞的實測風速顯示，下擊暴流產生的近地面強風的最大風速可超過60 m/s。受試驗條件限制，噴口的移動速度和射流速度取值較小，和實際的下擊暴流相差很大。為了盡可能反應下擊暴流的真實尺度，研究移動速度和射流速度對實際下擊暴流近地面風場的影響，建立了三維足尺模型進行數值模擬，射流直徑Djet=600 m，計算域的網格劃分、邊界條件設置以及Fluent計算中的求解設置都與縮尺建模保持一致。數值模擬工況如表2所示。

(a)

(b) 俯視圖

(c) 主視圖

Fig.3 Schematic diagram of the 3-d computation domain and mesh generation

縮尺與足尺模型均采用大渦(LES)模擬，采用SIMPLEC顯式解法對速度和壓力的耦合進行求解，空間離散采用二階迎風格式，動量、湍動能、湍能耗散率、雷諾應力均采用二階精度的中心差分格式進行離散化。計算過程中采用增強壁面處理，使用壁面模型法模擬近壁面區域的復雜流動，考慮到近壁面區域的湍流發展不充分，對近壁面網格進行了加密處理，如圖3(c)所示。地面首層網格厚度為2×10-5m，滿足無量綱距離y+≤1。

3 結果與分析

3.1 試驗與縮尺模擬結果的對比

圖4中(a)和(b)分別給出了當h=2.0Djet，Vjet=20 m/s時2個測點在不同移動速度下的風速時程曲線，圖中u為沿徑向的水平風速。由圖可知，靜止噴口在z=12 mm高度處徑向風速在1.0Vjet左右，而在z=60 mm時風速平均值集中在0.8Vjet附近，這一現象符合下擊暴流近壁面徑向風速下大上小的分布規律。

圖4中(c)和(d)分別給出了當h=2.0Djet，Vtr=1 m/s時2個測點在不同射流速度下的風速時程曲線。從圖中可以看出在不同射流速度下，曲線的變化規律基本一致，即風速曲線在t=1.6 s附近達到正峰值，之后風速大致呈線性減小直至為0，此時測點位于風眼，然后風速進入負風速區域并在3 s附近達到負峰值，之后隨著風暴中心與測點的距離增加風速降低，并逐漸趨于穩定。在下擊暴流通過測點的過程中，風速的方向會發上180°轉變。

圖4中(e)和(f)分別給出了當h=2.0Djet，Vjet=20 m/s時2個測點在不同射流速度下的風速時程曲線。顯然，當噴口移動時，除達到正負峰值的時間不同之外，不同移動速度下沖擊風的變化趨勢與圖(c)和(d)的分析結論基本相似。風速時程在z/Djet=0.02高度處的極值風速為1.2Vjet左右，而在z=60 mm時極值風速約為1.1Vjet。對比發現：射流噴口的移動使下擊暴流風場的極值風速顯著增大，說明噴口移動對風速極值有放大效應；而且隨著噴口移動速度Vtr增大，沖擊風的正風速峰值增大而負風速峰值減小。根據Holmes等[12]的矢量合成法可知，下擊暴流經過測點的合成風速被假定為沖擊射流速度和移動速度的矢量求和，此處正負峰值的變化可由矢量合成法解釋。

(a) z=0.02Djet

(b) z=0.10Djet

(c) z=0.02Djet

(d) z=0.10Djet

(e) z=0.02Djet

(f) z=0.10Djet

圖5給出了在h=2.0Djet，Vtr=1 m/s，射流速度Vjet分別為10 m/s和20 m/s時2個測點在試驗和模擬條件下的風速時程曲線。對比發現，數值模擬結果與試驗結果在整體上吻合較好，可以采用數值方法對移動型下擊暴流進行有效的模擬分析。

(a) z=0.02Djet

(b) z=0.10Djet

(c) z=0.02Djet

(d) z=0.10Djet

3.2 足尺模擬的風場特征

圖6為不同移動速度和射流速度的下擊暴流在t=300 s，z/Djet=0.02高度處的三維風速云圖。可以看出，下擊暴流的下沉氣流沖擊地面后，風速逐漸從豎直向下轉變為水平方向，具有明顯的風速轉向的特點；靜止型下擊暴流的風場具有對稱性，而移動型下擊暴流隨著移動速度的增大，不對稱性越來越明顯，這與全球自然災害損害報告提供的資料基本吻合。這種不對稱性表現在風暴前方陣風鋒加強，而風暴后方則減弱，風暴前方的極值風速要明顯大于后方。這是由于風速轉向后，在風暴前方形成的速度和下擊暴流的整體移動速度疊加，表明移動速度對風暴前方近壁面水平風速具有顯著的增大效應，但對風暴后方的風速則有一定程度的削減。

(a) vtr=0,vjet=30

(b) vtr=3,vjet=30

(c) vtr=6,vjet=30

(d) vtr=9,vjet=30

(e) vtr=6,vjet=20

(f) vtr=6,vjet=60

移動下擊暴流的噴口位置會隨時間發生變化，其水平風速的豎向和徑向風剖面由于風暴移動無明顯規律。不同移動速度和射流速度的下沉氣流沖擊地面前后,各徑向位置的水平風速豎直風剖面呈現顯著變化，而當下沉氣流發展到穩定狀態后，其徑向風剖面表現出一定的規律。瞿偉廉等[21-22]指出，靜止型下擊暴流水平風速極大值出現在徑向位置r=1.0Djet附近，豎向高度z=0.02Djet左右位置處。所以論文以t=600 s時下擊暴流噴口中心所在位置為基點，考察不同移動速度和射流速度下相對此基點距離r=1.0Djet位置處的徑向風剖面，如圖7所示。

(a)

(b)

圖7 距噴口中心1.0Djet位置處水平風速的豎向風剖面

Fig.7 Vertical profiles of radial velocity at the position of 1.0Djetfrom nozzle center

從圖7中可以看出，不同移動速度和射流速度的下擊暴流，其徑向風剖面的風速隨高度增加先增大到最大值，然后迅速減小，這與Hjelmfelt[23]實測的下擊暴流豎向風剖面的變化趨勢基本一致；移動速度下水平風速的最大值為1.4Vjet(42 m/s)左右，靜止型大約為1.2Vjet(39 m/s)，都出現在風剖面的下端大約z=0.02Djet位置處。由此可知，風暴的移動改變了風場結構，使風暴前方的極值風速明顯增大。

為了考察實際下擊暴流風場近地面風速的變化規律，在風暴移動中心線z=0.01Djet高度上的不同位置處布置了測點，如圖8所示。對比各測點的風速時程發現變化趨勢大體相同，故選取風暴移動中心線上距離移動噴口中心1 200 m、離地高度0.01Djet處的測點進行分析，研究該測點處沖擊風的運動速度和射流速度對風速時程的影響。將風速與射流速度相比以獲得無量綱的風速位移曲線，如圖9所示。

圖8 z=0.01Djet位置處風速測點

(a)

(b)

Fig.9 Comparison of wind speed time histories under different moving speeds and jet speeds

從圖9(a)中可以看出，不同運動速度下沖擊風在達到正峰值之后風速大致呈線性減小，直到風速為0，此時測點位于風眼，然后風向發生反轉，風速進入負風速區域并達到負峰值，之后隨著風暴中心與測點距離的增加，風速降低并逐漸趨于穩定。因為射流速度Vjet保持不變，不同移動速度的下沉氣流沖擊地面的時間相同，但達到峰值時下擊暴流所在的位置差別較大，峰值所在位置大致和移動速度的大小成正比，大致滿足1∶2∶3的比例關系，而曲線峰值之后下降段所持續的時間和移動速度呈反比，大致滿足3∶2∶1的比例關系；不同移動速度下，風速位移曲線的峰值大小差別較大但風速為0的位置差別不大。說明移動速度對峰值的放大作用比較明顯，對峰值點出現的位置和下降段所持續的時間影響較大，對風速為0所在的位置影響不大。

圖9(b)中不同射流速度下沖擊風的整體變化趨勢與圖9(a)的分析結論基本相似，不同的是，曲線達到峰值時的位置和射流速度的大小成反比，基本滿足3∶2∶1的比例關系，而曲線峰值之后下降段所持續的時間和射流速度呈正比，基本滿足1∶2∶3的比例關系，這和移動速度對峰值所在位置以及下降段所持續時間的影響剛好相反。

4 結 論

本文采用下擊暴流沖擊風試驗裝置、LES模擬，研究了沖擊風移動速度和射流速度對移動型下擊暴流風場的影響，得到以下結論：

(1) 與靜止噴口相比，移動噴口在z=0.02Djet高度處的徑向風速增加了20%左右，隨噴口移動速度增大，沖擊風的正風速峰值增大而負風速峰值減小，移動速度對峰值的放大作用比較明顯，射流速度對對曲線峰值的大小影響不大。

(2) 移動型下擊暴流風場具有風向轉變和不對稱的特點，移動速度對風暴前方近壁面水平風速具有顯著的增大效應，但對風暴后方的風速則有一定程度的削減。

(3) 移動型下擊暴流發展到穩定狀態時的風剖面隨高度增加先增大到最大值，然后迅速減小，最大風速出現在風剖面下端位置處。

(4) 曲線峰值所在位置大致和移動速度的大小成正比,大致滿足1∶2∶3的比例關系，曲線下降段所持續的時間和移動速度呈反比，基本滿足3∶2∶1的比例關系，而射流速度對二者的影響剛好相反。