基于边界层风洞的下击暴流稳态风场特性数值模拟

作者:未知

   摘   要:针对下击暴流稳态风场模拟问题,基于计算流体动力学方法(Computational Fluid Dynamics,CFD),首先分别采用二维、三维冲击射流模型对下击暴流风场进行数值模拟,对下击暴流风场特性进行研究. 在此基础上,根据下击暴流对桥梁结构作用主要受水平风速影响的特点,采用二维数值模拟方法对边界层风洞中设置倾斜平板模拟下击暴流水平风速风场进行了研究. 最后,设计并加工了边界层风洞下击暴流水平风速模拟试验装置,在边界层风洞中进行了下击暴流水平风速风场模拟试验,并将数值模拟结果与试验结果和已有文献结果进行了比较. 结果表明:下击暴流风场的二维冲击射流模型模拟结果与三维冲击射流模型模拟结果吻合较好,即二维冲击射流模型是一种有效的下击暴流风场简化模拟方法;在边界层风洞中设置倾斜平板所模拟的下击暴流水平风速风场数值模拟结果和风洞试验结果具有较好的一致性,并与冲击射流模型数值模拟结果和现场实测结果均吻合较好,即在边界层风洞中设置倾斜平板可模拟下击暴流水平风速稳态风场特性.
  关键词:下击暴流;水平风速风场模拟;冲击射流模型;倾斜平板;数值模拟;风洞试验
  中图分类号:U441.2                                文獻标志码: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   下击暴流是指雷暴云中局部性的强下沉气流冲击地面后,沿径向产生的直线型水平风速,最大风速可达240 km/h(约为66.7 m/s). 根据下击暴流影响的范围分为微下击暴流(半径小于4 km)和宏下击暴流(半径大于4 km),下击暴流具有突发性,且风速变化剧烈. 下击暴流会对输电线塔、建筑结构等产生破坏. 已有统计表明83%的输电线塔系统破坏事故是由于下击暴流引起的. 近年来研究表明,美国和欧洲大部分地区结构风荷载控制值是由雷暴风确定[1-2].
  Letchford和Lombardo建议在结构设计规范中考虑下击暴流作用[3].下击暴流风特性研究主要包括现场实测、试验模拟和数值模拟研究等. Fujita与Mccarthy等[4-5] 学者在20世纪80年代通过现场实测发现并定义了下击暴流,即强下沉气流引起的近地面强风,并总结了一系列下击暴流流场特点.由于下击暴流发生时间和发生地点随机性较强,生命周期短,覆盖范围小等特点,现场实测难度较大.
  Hjelmfelt[6]通过总结宏下击暴流实测数据,指出采用冲击射流装置可以实现在试验室中模拟下击暴流流场. Wood等[7]采用了连续稳态冲击射流模型,分别进行了数值模拟与试验模拟,得到了下击暴流作用下考虑地形影响的加速因子. Letchford等[8]从工程角度回顧了下击暴流研究,指出采用稳态冲击射流模型模拟下击暴流流场将丢失下击暴流流场环形涡与阵风峰面等动态特点. 此外,Letchford等[9]对试验装置进行了改进,实现了喷嘴的移动,研究了喷嘴固定与喷嘴移动时下击暴流的流场特性,以及在两种流场中的立方体块表面压力分布情况. Mcconville等[10]开发了一套试验装置,采用9组风扇来产生下沉气流,通过8组三角形襟翼实现了瞬态下击暴流的模拟. 此外,西安大略大学开发的WindEEE风洞,是首座三维风洞实验室,可实现龙卷风、下击暴流等非良态风模拟[11].  Butler和Kareem[12]利用旋转平板对稳态下击暴流进行了试验和数值模拟. Moustafa等设计了一套多道可独立运动并实现高速旋转的斜板组成的系统,可以在风洞中模拟下击暴流水平风速风场,斜板运动方式采用CFD方法进行了优化,风洞试验结果表明模拟得到的下击暴流水平风速风场在时间和空间上与现场实测结果有较好的一致性[13]. 国内学者段旻等[14]进行了带有可调节平板的稳态下击暴流风洞模拟,试验结果表明,该装置模拟的下击暴流水平风速分布与经验风剖面吻合较好.
  Oseguera和Bowles,Vicory以及Li等学者基于不可压欧拉方程并类比传统边界层经验模型,提出了下击暴流流场解析模型,但这些半经验公式并不能捕捉到下击暴流流场非稳态细节特征[15-17]. CFD数值模拟由于可以获得高分辨率的流场信息、实现精准的结构荷载估算,广泛被各国学者用于下击暴流流场研究. Hjelemfelt等人基于微观物理全云模型,采用数值模拟对下击暴流进行了模拟;Anderson和Mason等人则采用冷源子云模型进行了模拟[18-20]. 这些学者考虑了气象方面的影响,对于面向工程的下击暴流数值模拟具有参考意义,但风工程研究侧重风对结构的荷载作用,此外简化模型也有利于工程应用. Selvam与Holmes采用了二维冲击射流模拟计算域并考虑了地形影响,研究了当下击暴流流场通过小山时,流场风速增加情况[21]. 汪之松等采用大涡数值模拟方法,考虑山脉地形影响建立了二维以及三维冲击射流模型,分析了山脉高度、间距等地貌因素对下击暴流风场的影响[22]. Sengupta和Sarkar[23]采用了数值和试验方法,对下击暴流数值模拟的湍流模型、计算域和边界条件进行了深入研究. Kim与Hangan采用二维冲击射流模型计算域,并选用RSM(Reynolds stress model) 湍流模型计算得到了下击暴流非定常流场,研究了下击暴流阵风峰面特点以及流场的雷诺数相关性问题[24]. Mason等[25]则认为SST (Shear Stressed Transport) 湍流模型在冲击射流的模拟中表现良好. Chay[26]等对多组不同直径和不同下沉气流速度的下击暴流风场进行了数值模拟. 结果表明,冲击射流数值模拟方法在模拟突发风场时存在一些问题,但仍然是一种有效的下击暴流风场模拟方法[26]. 钟永力等[27]基于CFD方法,采用水平平板建立了二维平面壁面射流模型,并模拟了下击暴流水平风速竖向风剖面,数值模拟结果与下击暴流水平风速经验风剖面和已有的冲击射流模型试验结果吻合较好.
  在研究下击暴流风场对桥梁结构作用方面,Hao与Wu[28]利用滑移网格实现了冲击射流模型下三维移动下击暴流流场模拟,并基于有限元CSD方法对大跨度悬索桥进行了结构动力响应分析.
  综上所述,现有研究表明冲击射流模型的数值模拟和试验模拟是研究下击暴流风场的重要方法. 然而,冲击射流模型通常由于喷嘴直径较小,形成的风场范围较小,导致结构试验模型较小,比较适合建筑结构下击暴流风效应研究. 采用WindEEE专用风洞进行下击暴流风对结构作用效应研究则费用相对较大. 考虑到下击暴流对桥梁结构的影响主要取决于其水平风,下击暴流竖向风速对桥梁结构产生的竖向风荷载效应可以忽略,而由此导致的攻角效应则可通过改变桥梁主梁断面初始攻角来考虑. 在传统大气边界层风洞中进行下击暴流风场水平风速模拟对桥梁结构下击暴流风效应研究具有十分重要的意义.
  本文拟在大气边界层风洞中模拟下击暴流水平风速特性,为桥梁结构下击暴流风效应试验研究奠定基础. 首先采用二维、三维冲击射流模型进行下击暴流风特性数值模拟研究,以进一步了解下击暴流风场特性;在此基础上,在边界层风洞中设置倾斜平板对下击暴流水平方向风场进行数值模拟和风洞试验研究.
  1   下击暴流二维冲击射流模型模拟   下击暴流冲击射流模型是应用较为广泛的一种模型. 二维冲击射流模型数值模拟相比三维冲击射流模型数值模拟,网格数量可控,可计算得到更为详细的流场发展细节. 本节采用二维冲击射流模型进行下击暴流风场特性数值模拟.
  1.1   计算模型
  参考文献[24]确定二维冲击射流模型计算参数,即采用H/Djet = 4(喷口直径Djet = 600 m,喷口距壁面距离H = 2 400 m),计算域整体尺寸为10Djet × 10Djet进行数值模拟. 为简化计算,选取对称一侧区域进行计算,计算域示意图如图1所示. 分别采用剪应力输送湍流模型SST k-ω和雷诺应力湍流模型RSM进行计算,RSM模型计算时采用增强壁面处理[22]. 压力-速度耦合格式采用半隐式求解格式SIMPLEC(Semi Implicit Method for Pressure Linked Equation Consistent)算法求解. 空间离散采用二阶迎风格式,此外,动量、湍动能、湍能耗散率和雷诺应力也采用二阶格式进行离散. 计算域几何缩尺比为1 ∶ 2 000,计算时间步长为0.001 s[29].
  1.2   计算结果
  1.2.1   网格无关性检验
  网格无关性检验计算采用表1中三套网格,选用SST k-ω湍流模型进行. 计算结果如图3所示,图3(a)为径向距离r = 1 Djet位置处且计算时间t = 0.3 s的水平风速竖向瞬时风剖面;图3(b)为径向距离r = 1Djet时,全部时程数据计算得到的水平风速竖向平均风剖面. 由图3可知,3套网格计算结果差异较小,为节约计算资源,后续计算采用网格数量最少的网格1进行计算.
  1.2.2   计算结果
  图4、图5所示分别为二维冲击射流模型模拟得到的不同时刻流场速度云图. 由图4、图5可知两种模型计算得到的流场变化情况接近,初始时刻均产生了初始旋涡,随着时间推移开始冲击地面,产生沿水平方向的流动,同时产生了次生涡旋.
   将计算周期内计算结果进行平均处理,得到两种湍流模型不同位置处水平风速竖向平均风剖面. 选取距离径向位置r = 1Djet以及r = 1.5Djet处水平风速竖向平均风剖面,如图6所示. 由图6可知,两种湍流模型计算结果相近,SST k-ω湍流模型峰值速度要大于RSM湍流模型,其沿径向移动相比RSM湍流模型也更迅速(对比图4图5可知). 图7为两种湍流模型峰值速度对应的风速时程曲线,由图7可知风速时程曲线0~0.5 s时两种湍流模型计算结果保持一致,0.5 s之后SST  k-ω湍流模型结果波动较小,两者最终趋于稳定,其中速度最大时刻为t=0.3 s前后,由图4、图5可知,t=0.3 s前后气流冲击地面,产生了分离和重新附着,Hangan等[24]认为:气流冲击地面过程中,产生了与主涡相反的次生涡,在两者展开并开始沿径向移动过程中对风场的径向速度起到了加速作用,本文计算结果也表明存在这种现象.
  图8所示为径向位置r = 1Djet时,二维数值模拟结果与NIMROD[30]和JASW[6]现场实测结果比较. 为方便对比,将计算结果根据最大风速以及其对应高度进行归一处理. 由图8可知,两种湍流模型数值模拟结果与现场实测结果吻合较好,且SST  k-ω湍流模型计算结果要优于RSM湍流模型计算结果.
  2   下击暴流三维冲击射流模型模拟
  考虑到三维冲击射流模型可以从整体上模拟下击暴流风场特性,为了进一步比较二维冲击射流模型所模拟的下击暴流水平风速剖面特征,本节采用三维冲击射流模型进行下击暴流风场特性数值模拟.
  2.1   计算模型
  二维冲击射流数值模拟结果显示,计算域顶部区域流场扰动微小,为节约计算资源将计算域高度设定为8Djet,其中速度入口距离地面4Djet,保持与二维计算域一致. 由于采用全尺寸计算域,原对称轴边界取消,其余边界条件与二维模拟一致. 此外,三维数值模拟计算参数参照二维模拟进行设置. 计算域轴对称切面图如图9所示,计算域直径为20Djet.
   三维数值模拟同样采用剪应力运输SST k-ω湍流模型以及雷诺应力RSM湍流模型进行计算. 压力-速度耦合格式采用半隐式求解格式SIMPLEC算法求解. 空间离散采用二阶迎风格式,动量、湍动能、湍能耗散率和雷诺应力均采用二阶格式进行离散. 计算域采用1 ∶ 2 000几何缩尺,计算时间步长为0.001 s.
  考虑首层网格厚度需满足无量纲距离要求,经试算后最终确定首层网格厚度为 5 × 10-5 m,网格总数为3 763 323,网格核心区域径向增长率为1.039,竖向增长率为1.15,三维网格如图10所示,此外三维网格计算域壁面y+值均小于1.
  2.2   计算结果
  图11所示为二维、三维冲击射流模型采用不同湍流模型计算得到的径向位置分别为r = 1Djet、r =1.5Djet处对应时均水平风速竖向风剖面. 图12所示分别为径向距离r = 1Djet时计算时间t = 0.3 s、t = 0.5 s时二维、三维冲击射流模型采用不同湍流模型计算得到的瞬时水平风速竖向风剖面. 从图11、12中可以看出,二维、三维冲击射流模型对应的不同湍流模型数值模擬结果总体吻合较好;随着高度增长,风速先增加后减小;相对而言,采用剪应力输送SST k-ω湍流模型分别进行二维、三维冲击射流模型计算结果相对离差较小.
  3   边界层风洞下击暴流稳态风场数值模拟
  3.1   计算模型
  为了在边界层风洞中模拟下击暴流水平风速竖向风剖面,为桥梁结构下击暴流风效应试验研究奠定基础. 参考Butler等[12]以及段旻[14]等研究成果,考虑在边界层风洞加入一块倾斜平板以实现下击暴流水平风速竖向风剖面模拟. 为此分别采用数值模拟方法和风洞试验方法进行研究. 重点关注下击暴流冲击地面后形成的水平方向风速随竖向高度的变化情况,因此水平风速竖向风剖面形状以及最大风速位置是主要控制参数.   参考湖南大学2号边界层风洞第二试验段几何尺寸确定计算域,倾斜平板中心距离速度入口4.61 m,可通过调节平板倾角α实现下击暴流水平风速竖向风剖面模拟,分别在距离倾斜平板中心d = 3.5 m、4 m、5 m、6 m处设置风速监控点,以分析不同位置处的水平风速竖向风剖面,计算域如图13所示. 计算域边界条件设置如下:计算域左侧为速度入口边界(Velocity inlet),来流风速为10 m/s;计算域右侧为压力出口边界(Pressure outlet);计算域上、下侧以及下倾斜平板为无滑移壁面边界(Wall).
   采用分块结构化网格进行网格划分,为方便倾斜平板角度调整,以倾斜平板中心为圆心建立O型网格,网格各方向增长率均小于1.2,网格总数为227 484,网格示意图如图14所示. 划分网格时,以计算域形心位置为坐标原点,倾斜平板壁面y+分布如图15所示.
  3.2   计算结果
  综合考虑,分别采用大涡模拟(LES)和剪应力输送SST k-ω湍流模型进行边界层风洞下击暴流风场水平风速竖向风剖面数值模拟. 时间、空间离散采用二阶迎风格式,速度-压力耦合采用SIMPLEC算法求解,此外动量、湍动能、湍能耗散率和雷诺应力均采用二阶格式进行离散,计算时间步长为0.000 5 s.
  为便于比较,将数值模拟结果进行时均处理,并将结果按最大风速以及其对应高度进行归一化处理. 图16所示分别为d = 4 m、d = 5 m及倾角分别为α = 41°、α = 49°数值模拟结果. 由图16可知,倾角α = 41° ~ 49°、d = 4 ~ 5 m范围时,大涡模拟计算结果与实测结果总体吻合较好. 总体而言,当倾斜平板倾角合适时可实现下击暴流稳态风场水平风速竖向风剖面模拟.
  Oseguera和Bowles,Vicory以及Li等[15-17]学者根据现场实测数据建立了下击暴流水平方向竖向风剖面解析模型. 图17所示为本文数值模拟结果(SST  k-ω湍流模型,α = 41°,d = 4 m)与上述解析模型比较. 由图17可知,实际下击暴流风场水平风速竖向风剖面最大风速位置距离地面为h = 70 ~ 80 m左右,此外,Hjelmfelt[6]根据JAWS实测数据总结了典型下击暴流风剖面,其中水平风速风剖面最大风速位置距离地面高度h = 80 m. 综合考虑,本文后续计算取h = 70 m. 根据实际下击暴流风场最大水平风速距离地面的位置h和边界层风洞中模拟的最大水平风速距离风洞地面的位置h0,可以得到下击暴流水平风速风场几何缩尺比为:
  由于倾斜平板角度α以及风速监测点距离倾斜平板中心d不同时,形成的竖向风剖面最大风速位置距离计算域下侧的h0不一样. 将部分数值模拟结果的风场缩尺比计算结果列于表2中. 由表2可知,倾角值α与监测点距离d越大,最大风速位置h0增大,风场几何缩尺比λL也随之增大.
  4   边界层风洞下击暴流稳态风场试验模拟
  4.1   试验装置
  根据边界层风洞倾斜平板下击暴流水平风速竖向风剖面模拟数值模拟结果,结合下击暴流稳态流场特点,设计了边界层风洞下击暴流水平风速竖向风剖面模拟试验装置,以实现下击暴流水平风速竖向风剖面以及时变特性模拟. 试验装置如图18所示,该装置主要组成部分为:支撑架、倾斜平板、竖向对称档板、伺服电机和控制系统. 倾斜平板可实现水平风速竖向风剖面模拟,由控制系统控制的伺服电机可驱动两侧竖向对称挡风板快速转动,可实现下击暴流水平风速的时变特性模拟. 为了测量不同高度处风速,研制了一套专用风速测量装置. 通过伺服电机控制,眼镜蛇风速仪可沿竖向方便移动,实现风速的快速测量,眼镜蛇风速仪采样频率为321.5 Hz. 图19所示为置于风洞中的下击暴流水平风速竖向风剖面模拟装置照片.
  4.2   试验结果
  试验时,通过不断调试倾斜平板的位置、倾角α以及风速测试位置距离平板中心d的位置获得最佳风剖面. 图20给出了d = 3 m、倾角α分别为49°、60°和66°的试验结果. 由图20可知,当测试断面距离为3 m时,倾角α为66°时风洞试验结果比倾角α为49°和60°更接近于现场实测结果,因此固定倾斜平板角度为66°,调节风速测量装置距倾斜平板的距离,以获得最佳距离d.
   图21分别显示了平板倾斜角度为66°时,不同监测位置水平风速竖向风剖面试验结果. 从图21可以看出,当倾斜平板的角度为66°时,d = 3.5 m和4.0 m风洞试验结果与现场实测结果吻合较好. 综合图16和图21可知,下击暴流水平风速剖面数值模拟结果与试验结果存在一定的差异,可能是由于风洞试验中下击暴流模拟装置支架的干扰效应引起.
   表3给出了不同倾角α及监测点距离d处水平风速风剖面最大风速位置h0和风场几何缩尺比λL. 由表3可知,试验结果趋势与数值模拟结果总体一致,即当d值不变时,随着倾角α的增大,风场几何缩尺比λL增大.
  此外,由于本文仅采用一块倾斜平板进行试验模拟,由图21可知在风剖面最大风速位置以上试验结果与现场实测结果吻合效果不理想,考慮到本文试验装置模拟的最佳下击暴流风场几何缩尺比大约为λL = 1 ∶ 200对应的最大水平风速距离风洞底部约为h0 = 0.5 m,故当实际结构高度约为100 m以内时可采用本文方法进行相关试验研究.
  5   结   论
  分别采用二维、三维冲击射流模型对下击暴流风场进行了数值模拟,对下击暴流风特性进行了研究;在此基础上分别进行了边界层风洞下击暴流水平风速数值模拟和风洞试验研究,实现了下击暴流水平风速模拟,得到如下主要结论:
  1)下击暴流风场二维、三维冲击射流模型数值模拟结果与现场实测结果吻合较好,且二维冲击射流模型数值模拟结果与三维冲击射流模型数值模拟结果吻合较好.   2)邊界层风洞中设置倾斜平板数值模拟结果表明:在挡板角度α、风速监测位置与倾斜平板中心距离d合适时,形成的水平风速竖向风剖面与下击暴流水平风速竖向风剖面实测值吻合较好,为试验模拟装置设计提供了依据.
  3)边界层风洞中设置倾斜平板风洞试验结果表明:下击暴流模拟试验装置在边界层风洞中可实现下击暴流水平风速竖向风剖面模拟,为桥梁结构下击暴流水平风速效应研究奠定了基础.
  参考文献
  [1]    LOMBARDO F T. Improved extreme wind speed estimation for wind engineering applications[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2012,108:278—284.
  [2]   DE GAETANO P,REPETTO M P,Repetto T,et al. Separation and classification of extreme wind events from anemometric records[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2014, 126:132—143.
  [3]    LETCHFORD C W,LOMBARDO F T. Is codification of non-synoptic wind loads possible?[C] In:14th International Conference on Wind Engineering,Porto Alegre,Brazil,2015.(Invited Lecture,Porto Alegre-in CD).
  [4]    瞿伟廉,吉柏峰. 下击暴流的形成与扩散及其对输电线塔的灾害作用[M]. 北京:科学出版社,2013:6—20.
  QU W L,JI B F,Formation and diffusion of downburst and its disaster effect on transmission tower[M]. Beijing:Science Press,2013:6—20. (In Chinese)
  [5]    MCCARTHY J,WILSON J W,FUJITA T T. The joint airport weather studies project[J]. Bulletin of the American Meteorological. Society,1982,63:15—22.
  [6]    HJELMFELT M R. Structure and life cycle of microburst,outflows observed in Colorado[J]. Journal of Applied Meteorology,1988,27(8):900—927.
  [7]    WOOD G S,KWOK K C S. Motteram N A,et al. Physical and numerical modelling of thunderstorm downbursts[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2001,89(6):535—552.
  [8]    LETCHFORD C W,CHAY M T. Pressure distributions on a cube in a simulated thunderstorm downburst. Part A:stationary downburst oveservations[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2002,90(7):711—732.
  [9]    LETCHFORD C W,CHAY M T. Pressure distributions on a cube in a simulated thunderstorm downburst. Part B:moving downburst observations[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2002,90(7):733—753.
  [10]  MCCONVILLE A C,STERLING M,BAKER C J. The physical simulation of thunderstorm downbursts using an impinging jet[J]. Wind & Structures,2009,12(12):133—149.
  [11] HANGAN H. The wind engineering energy and environment (WindEEE) Dome at Western University,Canada[J]. Journal of Wind Engineering,2014,39(4):350—351.
  [12]  BUTLER K,KAREEM A. Physical and numerical modelling of downburst generated gust fronts[C]//Proceedings of the 12th International Conference on Wind Engineering (ICWE12). Cairns,Australia,2007:791—798.   [13]  ABOUTABIKH M,GHAZAI T,CHEN J X. et al. Designing a blade-system to generate downburst outflows at boundary layer wind tunnel[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2019,186:169—191.
  [14]  段旻,谢壮宁,石碧青. 下击暴流风场的大气边界层风洞模拟研究[J]. 建筑结构学报,2012,33(3):126—131.
  DUAN M,XIE Z N,SHI B Q. Experimental study on simulation of downburst in atmospheric boundary layer wind tunnel[J]. Journal of Building Structures,2012,33(3):126—131. (In Chinese)
  [15] CHEN L,LETCHFORD C W. A deterministic-stochastic hybrid model of downbursts and its impact on a cantilevered structure[J]. Engineering Structures,2004,26(5):619—629.
  [16]  VICROY D D. Assement of microburst models for downburst estimation[J]. Journal of Aircraft,1992,29(6):1043—1148.
  [17]  LI C,LI Q S,XIAO Y,et al. A revised empirical model and CFD simulations for 3D axisymmetric steady-state flows of downbursts and impinging jet[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2012,102:48—60.
  [18]  HJELMFELT M R,ROBERTS R D,ORVILLE H D,et al. Observational and numerical study of a microburst line-producing storm[J]. Journal of the Atmospheric Sciences.,1989,46(17):2731—2744.
  [19]  ANDERSON J,ORF L,STRAKA J. A 3-D model system for simulating thunderstorm microburst outflows[J]. Meteorology & Atmospheric Physics,1992,49(1):125—131.
  [20]  MASON M S,WOOD G S,FLECHER D F. Numerical simulation of downburst winds[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2009,97(11):523—539.
  [21]  SELVAM R P,HOLMES J D. Numerical simulation of thunderstorm downdrafts[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,1992,44(1-3):2817—2825.
  [22]  汪之松,唐陽红,方智远,等. 山脉地形下击暴流风场数值模拟[J]. 湖南大学学报(自然科学版),2019,46(3):90—98.
  WANG Z S,TANG Y H,FANG Z Y,et al. Numerical simulation of downburst wind field under continuous mountains[J]. Journal of Hunan University(Natural Sciences),2019,46(3):90—98. (In Chinese)
  [23]  SENGUPTA A,SARKAR P P. Experimental measurement and numerical simulation of an impinging jet with application to thunderstorm microburst winds[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2008,96(3):345—365.
  [24]  KIM J,HANGAN H. Numerical simulations of impinging jets with application to downbursts[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2007,95(4):279—298.
  [25]  MASON M,WOOD G,FLECHER D. Impinging jet simulation of stationary downburst flow over topography[J]. Wind & Structures,2007,10(5):437—462.   [26]  CHAY M T,ALBERMANI F,WILSON R. Numerical and analytical simulation of downburst wind loads[J]. Engineering Structures,2006,28(2):240—254.
  [27]  鐘永力,晏致涛,游溢,等. 平面壁面射流风场作用下建筑物表面风压数值模拟[J]. 湖南大学学报:自然科学版,2019,46(1):47—54.
  ZHONG Y L,YAN Z T,YOU Y,et al. Numerical simulation of mean wind pressure distribution on building surface under plane wall jet wind field[J]. Journal of Hunan University(Natural Sciences),2019,46(1):47—54. (In Chinese)
  [28]  HAO J M,WU T. Downburst-induced transient response of a long-span bridge:A CFD-CSD-based hybrid approach[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,2018,179:273—286.
  [29]  瞿伟廉,吉柏锋,李健群. 下击暴流风的数值仿真研究[J]. 地震工程与工程振动,2008,28(5):133—139.
  QU W L,JI B F,Li J Q. The study on numerical simulation of downburst wind[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2008,28(5):133—139. (In Chinese)
  [30]  FUJITA T. Tornadoes and downbursts in the context of generalized planetary scales[J]. Journal of the Atmospheric Sciences,1981,38(8):1511—1534.
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