下擊暴流出流段非穩態風場的大氣邊界層風洞模擬

鐘永力，晏致濤,,*，李 妍，楊小剛，蔣 森

1.重慶科技學院 建筑工程學院，重慶 401331；2.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045

0 引 言

下擊暴流是一種在雷暴天氣中由強下沉氣流猛烈沖擊地面而形成并沿地表傳播的近地面短時破壞性強風[1]。在雷暴天氣中，發生微下擊暴流的概率可達60%～70%，產生的近地面強風最大風速可超過60 m/s。在世界范圍內，下擊暴流造成了大量工程結構物的破壞[2]。

下擊暴流具有較強的突發性，較難記錄實際的下擊暴流事件，因此，風洞試驗是研究下擊暴流的主要手段。實驗室研究下擊暴流普遍采用沖擊射流裝置。早期，沖擊射流裝置主要用于模擬平穩風場特性，由于水平放置，一定程度上會受到地面的影響。之后，通過將噴嘴懸掛于足夠高處，盡量排除了地面的影響[3]。此類試驗在后續研究中得到了進一步改進，形成了移動式壁面射流裝置[4-5]。同時，可以通過控制沖擊射流閥門的開啟速度來實現非穩態的下擊暴流模擬[6]。國內對下擊暴流的物理模擬相對較晚。浙江大學[7]與中國空氣動力研究與發展中心[8]建成了類似的動量沖擊射流裝置。

從物理模型角度而言，沖擊射流是模擬下擊暴流的邏輯相似模型。然而，由于實驗室條件的限制，很難采用沖擊射流對下擊暴流開展大尺度、較快平移速度的試驗研究。即便能夠快速移動，試驗縮尺比也較小，需要較大的試驗空間。目前，國內外文獻中最大的噴嘴直徑為4.5 m[9]，對于如此大的設備，模擬下擊暴流的平動（速度可達水平風速的1/3）是非常困難的。

由于下擊暴流出流段的平均風速剖面符合典型的平面壁面射流特征，Lin 等[10]提出了一種新的物理模型，采用壁面射流裝置研究了二維平面內的下擊暴流出流段的流場特征，并在常規邊界層風洞中對下擊暴流出流段進行了模擬[11]，實現了傳統風洞試驗中的幾何縮尺（1∶100～1∶250）。但前期的研究尚未考慮下擊暴流中雷暴云的平動作用。段旻等[12]通過一個縮聚裝置在邊界層風洞中得到了壁面射流，模擬了下擊暴流平均風速剖面；辛亞兵等[13]采用類似裝置研究了穩態下擊暴流作用下的大跨連續剛構橋風振響應。

現有下擊暴流風場模擬試驗裝置大部分僅模擬下擊暴流穩態風場，而對下擊暴流的非穩態風場模擬較少。實際上，空間層面的下擊暴流是三維的，產生的渦系是環狀擴散的，而采用帶協同流的壁面射流模型僅能模擬二維平面流動情況。為了評估采用二維壁面射流模擬三維下擊暴流出流段風場的準確性，Lin 等[10]對理想下擊暴流出流段的二維性假設進行了驗證，研究表明平面壁面射流與徑向沖擊射流在橫風向的誤差完全可以忽略；即使存在較大的分流角度，陣風前端產生的正面曲率效應對下擊暴流中心線（移動路徑）流場的影響也非常微弱。總體來看，壁面射流模型與下擊暴流的流動機制并不完全相同，但在造成結構物破環的主要區域—出流段—采用壁面射流模型完全能夠模擬下擊暴流出流段風場的主要特征。

根據Joint Airport Weather Studies（JAWS）的實測總結[14]，下擊暴流破壞的大概率區域主要位于出流段，占整個下擊暴流風場的90%以上，如圖1所示（圖中um表示局部最大風速）。因此，在常規邊界層風洞中采用壁面射流方法進行風洞試驗，可以實現更大的幾何縮尺比。本文在參考已有研究的基礎上，設計制作了基于大氣邊界層風洞的非穩態風場模擬裝置。在常規邊界層風洞的基礎上，通過增加壁面射流噴口及風機，在噴口處布置氣動閥門，實現對邊界層風洞中下擊暴流出流段非穩態風場的模擬。

圖1 典型微下擊暴流示意圖[14]Fig.1 Schematic diagram of micro-downburst[14]

1 試驗概況

1.1 非穩態風場模擬裝置

試驗在重慶大學直流式教學風洞中進行。通過改進文獻[10]提出的壁面射流方法并對風洞進行改裝，使直流式邊界層風洞具備了壁面射流模擬功能，如圖2所示。風洞試驗段尺寸為2.4 m×1.8 m×15.0 m（寬×高×長）。壁面射流裝置加裝于試驗段入口位置，通過4 個千斤頂與支架連接，可實現壁面射流裝置的上升與下降：當進行壁面射流試驗時，以千斤頂將壁面射流裝置上升至與試驗段底面平齊；試驗完成后，降下壁面射流裝置，可以常規使用邊界層風洞。壁面射流裝置分為動力段、過渡段、穩流段、回轉段和射流噴口。動力段采用3 臺風機并聯安裝；回轉段采用對數螺旋線設計，盡量減小由于風場轉向導致的風速損耗；壁面射流噴口的高度b=60 mm，寬度與邊界層風洞基本一致，最大出流速度為45 m/s。

圖2 壁面射流裝置圖Fig.2 Modifications to boundary layer wind tunnel

大多數下擊暴流同時伴隨雷暴云層的平動，這種平動會導致雷暴云層前端下擊暴流風場速度增大，增大至峰值后迅速衰減。下擊暴流的這種時變特征與常規邊界層穩態風場有著極大的不同，因此，對于平動型下擊暴流，需要考慮其非穩態風場特性。通過在壁面射流噴口段安裝快開閥門，可以形成具有下擊暴流風速剖面的突變風場，實現時變下擊暴流風場的試驗模擬；通過閥門控制壁面射流的流量大小，實現噴口風速的非線性脈動沖擊模擬。閥門快開由伸縮氣缸完成，并增加手動節流閥以調節氣缸運動速度，實現閥門開/閉時間可調（1～10 s 范圍內），如圖3所示。試驗風場采用眼鏡蛇三維脈動風速采集系統（Series 100 Cobra Probe）進行采集，采樣頻率為512 Hz。

圖3 快開閥門裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of quick opening valve device

2 風場模擬結果

2.1 穩態風場結果

當閥門保持全開、噴口出流速度為28.30 m/s 時，壁面射流不同順流向位置的平均風速剖面如圖4所示，湍流度剖面如圖5所示。圖中，x為順流向位置，y為豎直高度方向位置（坐標系如圖2所示）。可以看出，在測量高度范圍內，基本沒有回流的出現，隨著順流向距離的增大，風速剖面下部的速度逐漸減小，而上部速度逐漸增大，轉折區域約在200～300 mm范圍內。壁面射流湍流度剖面則呈現出明顯的雙峰特征（即內層近壁面峰值與外層峰值），且隨著順流向距離的增大，外層峰值出現的豎向高度位置不斷上移。

圖4 不同順流向位置平均風速剖面Fig.4 Mean velocity profiles at various streamwise locations

圖5 不同順流向位置湍流度剖面Fig.5 Turbulent intensity profiles at various streamwise locations

為得到壁面射流的自相似剖面，通常采用特征長度與特征速度對其進行無量綱處理[15]。壁面射流的無量綱速度剖面如圖6所示。可以看出，壁面射流風洞試驗結果表現出較好的自相似性，僅在x=20b處有一定偏差，這是由于此位置壁面射流轉捩沒有完成，尚未進入完全發展階段。風洞試驗與Eriksson等[16]的試驗結果、三種典型下擊暴流風速剖面經驗模型[17-19]非常吻合。

圖6 無量綱平均風速剖面Fig.6 Normalized mean velocity profiles

2.2 非穩態風場結果

實際上，下擊暴流風場中各位置的風速與距離下擊暴流沖擊地面點的相對位置、下擊暴流雷暴云的平動速度、下沉氣流的出流速度和高度以及下擊暴流的出流強度有關，這些因素同樣具有較強的隨機性。因此，本文僅通過控制快開閥門的轉動速度和轉動角度，重點模擬下擊暴流隨時間的變化及其豎向風速剖面，未考慮同一下擊暴流事件中不同位置的風速分布特征。

通過手動節流閥控制伸縮氣缸氣壓大小，調整閥門開關時間。如圖7所示，瞬態風場采用2 個眼鏡蛇探頭同時進行測量，測量的豎向位置分別為30、50、80、120、200、300 和500 mm，一個探頭固定于30 mm處，另一個探頭則上下移動。在測量不同高度的風速時，數據采集時間并不同步，因此，通過統一最大風速對應的時間點，采用固定探頭對不同高度的風速進行時間同步，從而更加合理地分析豎向風場特征[20]。下擊暴流的實測記錄較少，本文選擇文獻中可用的安德魯斯空軍基地（Andrews AFB）下擊暴流實測記錄作為目標事件[1]，從而得到典型的下擊暴流風速時程。

圖7 非穩態風場測量的探頭布置Fig.7 Probe arrangement for unsteady wind field measurement

任意高度處下擊暴流的順流向風速可以分解為確定的時變平均分量V(z,t)和 脈動分量v′(z,t)[21]：

其中，平均風速隨時間連續變化且能夠反映原始風速的變化趨勢。Su 等[22]采用不同的方法研究時變平均風速與脈動風速的分離，建議采用高階的離散小波變換（DWT）與總體經驗模態分解（EEMD）方法提取時變平均風速，就能夠較好地反映原始風速的變化趨勢。因此，本文采取高階的DWT 方法（采用10 階小波）進行時變平均風速的分離。當閥門開啟時間為3 s、壁面射流出流速度為33.06 m/s 時，x=100b處移動探頭在不同高度時（50、80 和120 mm）固定探頭的時變平均風速如圖8所示。圖例中的2 個高度分別表示固定探頭和移動探頭所在的豎向高度位置。

圖8 不同測量高度風速同步Fig.8 Wind speed synchronization of fixed probe data (unsynchronized and synchronized)

可以看出，由壁面射流裝置及閥門開關產生的出流速度在每次試驗中都存在一定差異，這主要是由電機啟動扭矩、制動性能以及手動節流閥中氣壓大小的不確定性所導致。因此，在測量風速時，移動探頭在每個高度處進行6 次重復試驗，挑選較為接近的幾組數據中的一組數據作為最終結果。壁面射流出流速度為33.06 m/s、主風洞產出的環境風速為6.60 m/s 時，x=100b處不同高度的風速時程以及時變平均風速和脈動風速的分離如圖9所示。

從圖9可以看出，不同高度處的風速時程都呈現出2 個峰值的特征，且隨著高度增大，最大平均風速減小，說明采用本文方法能有效模擬典型下擊暴流出流段風速的時變特征。最大時變平均風速豎向剖面如圖10所示（圖中陰影區域為Hjelmfelt[14]統計的實測數據區間），可以看出：豎向風速剖面表現出下擊暴流典型風速剖面的基本特征，與Hjelmfelt 的實測數據較為吻合；但由于測點較少，且僅是取時變平均風速的最大值，曲線并不非常平滑。

圖9 不同高度同步后的風速時程Fig.9 Synchronized velocity time histories at various heights

圖10 最大時變平均風速豎向剖面Fig.10 Vertical profile of maximum time-varying mean velocity

下擊暴流最大風速發生高度約為0.02～0.05D（D為下擊暴流出流直徑）[23-24]。從圖4和10 可以看出，順流向x=100b處的最大風速大約發生在豎向高度80 mm 處，可以估計出該位置的等效直徑約在2.67～1.60 m 范圍內。Abd-Elaal 等通過大量參數分析，估計出Andrews AFB 下擊暴流的出流直徑約為660 m[24]。因此，本文的壁面射流裝置在x=100b處模擬Andrews AFB 下擊暴流的縮尺比約為1∶247～1∶412。出流速度為33.06 m/s 時，最大時變平均風速為15.70 m/s，Andrews AFB 下擊暴流最大瞬時風速約為66.82 m/s[1]，對其移動平均后得到的最大風速為54.21 m/s，如圖11所示，可以得到速度縮尺比為1∶3.67，需要模擬的時間縮尺比為1∶67.30～1∶112.26。從圖11可以看出，風速從開始增大直至峰值所需時間約為105 s，因此需要閥門打開的時間為0.94～1.56 s。取閥門打開時間為1.50 s 進行模擬，模擬結果如圖12所示。從圖中可以看出：風洞試驗結果和實際的下擊暴流具有較好的吻合度，特別是在第一個峰值處，而在第二個峰值處較實際風場偏大。

圖11 Andrews AFB 下擊暴流移動平均風速時程[1]Fig.11 Moving-averaged wind speed history of Andrews AFB downburst[1]

圖12 風洞試驗結果與目標下擊暴流風場時變平均風速對比Fig.12 Comparison of simulated and recorded time-varying mean velocity

不同順流向位置的最大風速高度基本不變，因此，通過調節壁面射流的出流速度控制速度縮尺比，根據閥門開啟的速度控制時間縮尺比，能夠有效得到目標風場的時變風速。

順流向x=100b處的湍流度豎向剖面如圖13所示。由于缺乏下擊暴流的實測湍流度豎向剖面，本文采用中國《建筑結構荷載規范》（GB 50009—2012）[25]中的大氣邊界層風場與試驗結果進行對比。下擊暴流風速具有時變特征，因此湍流度的計算并沒有固定方法。本文湍流度采用特征時間內脈動風速的均方根值與最大平均風速的比值。其中，定義特征時間為下擊暴流沖擊地面后、風速從開始急劇增大至衰減為最大風速一半所需的時間[26]。

圖13 湍流度豎向剖面Fig.13 Vertical profiles of turbulent intensity

從圖13可以看出，風洞試驗結果在近地面與規范值較為一致，當豎向高度超過最大風速所在高度后（0.05D，30 m），湍流度迅速增大，這是由于壁面射流風場與邊界層風場發生混合，渦旋的產生與耗散加速，這與穩態壁面射流試驗中得到的湍流度剖面非常類似。

風洞試驗x=100b、豎向高度80 mm 處的特征時間內脈動風速功率譜如圖14所示，圖中同時給出von Karman 譜進行對比。根據Kolmogorov 湍流能譜假設，在慣性子區內，湍流的能量將由最小尺度的渦耗散，這種渦的尺度稱為Kolmogorov 長度尺度，而慣性子區內的湍流能譜滿足“?5/3 定律”。從圖中可以看出，特征時間內脈動風速功率譜與30 m 處的von Karman 譜在5 Hz 之后吻合，并且符合“?5/3 定律”。

圖14 80 mm 高度處特征時間內脈動風速功率譜Fig.14 PSD of residual fluctuating velocity during characteristic time at 80 mm height

從上述分析可以看出，采用壁面射流裝置能夠較好地實現下擊暴流出流段風場的模擬，主要包括豎向風速剖面以及時變風速時程。對于湍流度，由于下擊暴流的湍流度缺乏實測資料，無法進行對比研究，本文僅研究了光滑壁面一種情況，尚未考慮粗糙元的設置。總體而言，采用壁面射流裝置模擬下擊暴流非穩態風場是較為有效的。

3 結 論

基于平面壁面射流模型，在邊界層風洞中模擬了穩態及非穩態下擊暴流出流段風場，結果表明：

1）穩態壁面射流湍流度剖面呈現出明顯的雙峰特征（內層近壁面峰值與外層峰值），且隨著順流向距離的增大，外層峰值出現的豎向高度位置不斷上移；而隨著射流出流速度的增大，湍流度呈增大趨勢，外層峰值出現的豎向高度位置也上移。

2）與中國規范湍流度相比，非穩態壁面射流湍流度剖面在最大風速高度以下較為接近，而在最大風速高度之上，非穩態壁面射流湍流度較規范值偏大。

3）采用壁面射流裝置產生的下擊暴流非穩態出流段風速功率譜與von Karman 譜較為吻合，且符合“–5/3 定律”。

4）基于平面壁面射流方法的下擊暴流模擬試驗裝置在邊界層風洞中可實現非穩態風場模擬，為下擊暴流水平風場作用下的結構響應研究打下基礎。