采用数值模拟法研究建筑物的风环境及大气中空气污染物扩散问题时需要给定计算域合适的来流条件^［1-3］。当利用已有的风洞试验验证计算模型时，可按风洞试验确定数值模拟的来流条件，但有时试验中只测量了来流的部分数据^［4］。另外，讨论实际建筑群的风环境或街区内的污染物扩散问题时，由于来流的详细情况大多未知，研究者只能根据当地的气象信息给出进口条件的粗略描述^［5］。同时，对来流条件的表达也有不同的方式^［6］，来流情况包括时均速度和紊流参数的设定。对于街道峡谷问题的研究表明，进口边界上的时均速度u、湍动能k和湍动能耗散率ε分布采用非均匀的函数分布与常数分布时，其结果基本无差别^［7］，文献[8]中的研究结果也与上述结论一致。文献[9]中讨论了进口湍流强度对城市街道峡谷内流场和污染物浓度场的影响。文献[10]中研究了进口处不同大小及分布的k值对下游建筑群流动的影响，结果表明，即使进口处k值相差50%，下游u和k的变化也小于15%。但是，文献[9]、[10]中的模拟结果均无试验数据进行比较和验证。

由上述分析可知，已有的相关研究仅是数值模拟的结论，为保证研究结论的可靠性，还需验证模拟值与试验值的吻合度。因此，本文根据已有的风洞试验数据^［11］，考察不同进口条件设置对建筑绕流模拟结果的影响，为建筑风环境及空气污染物扩散的模拟分析提供参考。

1 计算模型及网格设置

按风洞试验的设置^［11］，本文数值模拟的单体建筑物绕流模型比例为1:200，其长、宽、高均为H=125 mm。图1为单体建筑物绕流的计算域设置，其中坐标系原点位于建筑底部的中心，计算域的来流进口和两侧面距离建筑物迎风面和侧面均为5H，出口距离建筑物背风面15H，顶部距离地面5H。坐标轴x、y和z向的速度分别设为u、v和w。

计算域的进口设为速度进口条件，并按式(1) ～ (3)分别设定u、k和ε的分布。

$ \qquad\frac{u}{{{U_H}}}{\text{ = }}\left( {\frac{z}{H}} \right)^{0.22} $

(1)

$ \qquad\frac{k}{{U_H^2}}{\text{ = }}\frac{{0.030\;34}}{{\dfrac{z}{H} + 0.092\;16}} + 0.035\;9 $

(2)

$> $ \qquad \dfrac{\varepsilon H}{U_{H}^{3}}=\frac{H}{\kappa (z+{{z}_{0}})}{{\left( \frac{{{u}_{*}}}{{{U}_{H}}} \right)}^{3}} $$

(3)

式中：U_H为高度H处的来流速度，值为3.43 m·s⁻¹； ${{u}_{*}} $ 为壁面摩阻速度，试验中取值为0.35 m·s⁻¹；z₀为空气动力学粗糙度，试验中取值为0.4 mm；κ为卡门常数，值为0.42。

u和k的试验值及模拟中采用的拟合值的分布如图2所示，试验中未给出ε值，式(3)是参考文献[12]的结果。以上进口条件的设置方式简称M1，计算域的出口采用出流条件，顶部和两侧面均设为对称边界，地面和建筑物墙面均设为固壁。

数值模拟的控制方程为连续性方程、动量方程和标准k−ε紊流模型方程，近壁处采用标准壁面函数法处理，方程离散选用二阶迎风格式，计算收敛的标准为残差达到1.0 × 10⁻⁵，且流场无变化。本文选用3种疏密度网格，以验证模拟结果为网格独立解。网格设置情况如表1所示。网格划分及计算求解分别选用ICEM和Fluent商用软件。

图3为建筑物对称面y=0上的测点分布。测点位于15条线段上，其中建筑物上游有4条线段，建筑物顶部有5条线段，建筑物下游有6条线段，风洞试验给出了这些位置上的时均速度。为了方便描述，本文对不同位置的测点进行了命名。

图4为进口方式为M1时y=0截面和z/H=0.5截面上的流线图，图中可明显观察到建筑物前、后方的回流区，但建筑物顶部和侧面的回流区不明显。

图5为不同疏密度网格时建筑物前、后方l_b与l_l处u、w的模拟值与试验值的比较。由于对称面上v接近于0，因此本文仅讨论u和w的情况。由图5中可知，3种网格下模拟值基本相同，m2与m3网格下的模拟值更接近于试验值，但m3的网格数是m2的2倍，考虑到计算成本，本文后续均选用m2网格进行模拟。

2 进口来流条件的影响 2.1 进口来流条件的设置

在Fluent软件中，速度进口条件除了式（1）的型线外，还可设定为常数，湍流参数除了设置为方式M1外，还可指定进口湍流强度I_T和湍流长度尺度S_TL，S_TL值约为来流边界层厚度的40%^［13］，风洞试验给定湍流长度尺度为0.32 m^［11］。表2为本文设置的6种速度进口条件。

对于表2中方式M5，u为式(1)中z取0.625 m时的速度值，即进口速度型线上的最大值；在M6下的速度则是根据进口型线，按流量相等得到的平均流速。风洞试验的I_T值在近地面附近较大，随着z增加逐渐变小，其试验值约为10%≤I_T≤30%，由于Fluent软件中I_T只能设定为常数，因此，本文分别取10%、20%和30%来考察其影响。

2.2 模拟结果及分析

图6为在表2的6种来流方式下，建筑物前方、顶部和后方共15个位置上的u和w分布。

由图6（a）中可知，在远离建筑物的l_a处，速度分布保持了来流的特点，即来流方式为M1 ～ M4下，u能基本保持式(1)的分布情况，u模拟值均略小于试验值，但其分布趋势和试验值的基本一致，而方式M5和M6下，除了近地面附近，其余高度上的u则为常数，且与试验值差别较大，所有方式下的w基本为0。在l_b处，方式M1 ～ M4下的u分布与l_a处的基本相同，但方式M5和M6下的u分布在z/H<2.0处开始接近试验值，但两者仍有较大的差别。在z/H<2.0处，所有方式下的w均为较弱的正值。以上分析表明，在x/H=−1.5处，建筑物对来流的影响开始显现。

由图6（c）中可知，在z/H<2.0处，不同来流方式下的u分布差别变小，并在趋势上与试验值基本一致，方式M1～M4下的u值分布几乎无差别，该特点也适用于其他位置上的u值分布。这说明来流紊流参数的设置情况对时均流动的影响不明显。方式M6下的u值在地面附近与试验值吻合最好，M5下的u值比试验值大，而方式M1～M4下的u值则仍略偏小。由于方式M6与M1～M4下进口处的流量相同，因此，方式M6下在地面附近的u值比M1～M4下的大，增加的速度恰好改善了M1～M4下对u预测偏小的情况。显然，方式M5下地面附近u值过大，这造成l_c处的模拟值大于试验值。

l_c处的u分布特征也适用于l_d～l_l处。当来流为方式M5、M6时，l_c ～ l_f处w的模拟值在地面附近比试验值大，其原因仍与这两种方式下的地面附近来流速度偏大有关，但从建筑顶部的l_g处开始，w模拟值偏大的情况基本消失，6种来流方式下的w值基本相同。

图6（j）～（l）表明，建筑物后方z/H<1处的w速度分布与试验值吻合较好，且与来流情况基本无关。在紧贴地面处，方式M5下的u值在所有来流方式中最大，l_j和l_k处的u模拟值与试验值基本吻合，但l_l处的u模拟值为负，而u试验值则几乎为0。这说明建筑物后方回流区的模拟结果偏大，方式M5和M6下的u值模拟情况最差。

在离建筑物较远位置的下游，即l_m～l_o处，各来流方式下的w模拟值与试验值吻合较好且减小至0，这说明建筑物对流动的影响逐渐减弱。然而，u的模拟值则随来流方式不同而表现不一，M5下的u值仍是6种来流方式下的最大值，它与试验值的吻合情况也最好，其他5种方式下的u值则均小于试验值。在地面附近，方式M1、M3、M4和M6下的u值差异不显著，这4种方式的u值均略小于M5下的值，M2下的u值则最小。显然，与建筑物上游的流动相比，来流方式M1 ～ M4对建筑物下游流动影响开始显现，方式 M2下过小的紊流强度也导致其u值偏小。

以上分析表明，来流方式M1 ～ M4对建筑物上游及顶部的流动模拟几乎无影响，但随着流动的发展，来流中紊流情况对时均流动的影响开始显现，在4种方式中，M4与M1下的结果较一致。总体上看，标准k−ε紊流模型给出的能量耗损偏大，导致时均流动的u值在大部分位置偏小，由于方式M5、M6人为增加了地面附近来流的动能，因此改善了此处u值的预测情况，方式M5下在建筑物前方的模拟情况较好，M6下在建筑物后方的模拟情况较好。

3 结 论

本文以单体建筑物绕流的风洞试验数据为依据，选用标准k−ε紊流模型，数值模拟了M1～M6共6种进口条件下建筑物附近的时均流场，其中M1下的模拟值与试验值完全一致，而M2 ～ M6下的与试验值部分一致。根据建筑物周围流场的模拟值与试验值的吻合情况，得出以下结论：

（1） 在距离建筑物迎风面、背风面和顶部1.0H的区域，6种进口条件下的模拟值与试验值基本吻合。总体上看，时均流参数对速度模拟值的影响较大，紊流参数对速度模拟值的影响则较小。

（2） 进口条件M1～M4下的速度模拟值在建筑物前方和顶部几乎无差别，但在建筑物后方，其差别开始显现，方式M4下的紊流参数按近地面较大的I_T值设置，其结果与方式M1下的基本一致。

（3） 由于标准k−ε紊流模型对来流动能的耗散模拟偏大，导致M1 ～ M4下的速度模拟值比试验值略偏小，人为增加近地面动能的方式M5和M6改善了上述情况，其中方式M5下的结果相对较好。

由于本文只讨论了单体建筑绕流问题，上述结论还需用其他不同规模的建筑群绕流问题进一步开展讨论和验证。