李壽科， 李壽英， 陳政清

( 1.湖南科技大學土木工程學院， 湖南 湘潭 411201；2.長沙理工大學橋梁工程安全控制技術與裝備湖南省工程技術研究中心， 湖南 長沙 410114;3.湖南大學風工程試驗研究中心， 湖南 長沙 410082 )

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屋蓋開孔的近地空間建筑的風致內壓*

李壽科1,2， 李壽英3， 陳政清3

( 1.湖南科技大學土木工程學院， 湖南 湘潭 411201；2.長沙理工大學橋梁工程安全控制技術與裝備湖南省工程技術研究中心， 湖南 長沙 410114;3.湖南大學風工程試驗研究中心， 湖南 長沙 410082 )

以屋蓋開孔的近地空間建筑為研究對象，采用剛性模型測壓風洞試驗方法，研究了開孔率、開孔位置、內部容積、地貌類別等因素對風致內壓的影響規(guī)律，與當前主要國家規(guī)范及以往試驗進行對比。結果表明：屋蓋開孔建筑的內壓高度相關，內壓存在高頻Helmholtz共振，角部開孔工況的Helmholtz共振現(xiàn)象明顯；屋蓋開孔建筑的內平均風壓在全風向角下表現(xiàn)為吸力，角部開孔工況的內平均風壓較中心開孔工況大；屋蓋開孔建筑的脈動內壓隨模型內部容積增大而減小，隨來流湍流度增大而增大，側墻的門窗開孔可減小平均內壓和脈動內壓；各國規(guī)范均不同程度地高估了屋蓋開孔建筑的內部正風壓，低估了內部負風壓。

風洞試驗； 內壓； 屋蓋開孔； 立墻開孔； Helmholtz共振

引　言

建筑表面開孔通常可分為功能性開孔和破壞性開孔兩類。功能性開孔可按開孔位置不同區(qū)分為立墻開孔和屋蓋開孔，如立墻的門窗開孔、屋蓋的功能性天窗和體育場的開合式屋蓋。由于氣流的分離作用，風致破壞性開孔通常較早地出現(xiàn)于屋蓋的邊緣或角部。建筑表面開孔后，內部風壓對結構總體風力貢獻很大。因此，開孔結構的內部風效應引起了國內外學者的高度重視。

早在1978年，Holmes[1]對一立墻單開孔的雙坡低矮房屋進行了風洞試驗，研究表明平均和脈動內壓的大小與迎風開孔面積與背風泄露面積之比成單調趨勢。Liu和Rhee[2]對四種不同開孔尺寸的單室單開孔建筑進行了風洞試驗研究，研究表明Helmholtz共振現(xiàn)象存在于所有工況。Sharma和Richards[3]對縮尺比1∶50的TTU模型(Texas Tech University Building Model)進行了風洞試驗研究，重點研究了斜向來流風作用下的Helmholtz共振現(xiàn)象，認為內壓脈動在斜向來流風的作用下的響應劇烈程度要大于垂直風向。余世策等[4]對一迎風面開孔的矩形低矮建筑進行了風洞試驗，重點研究了背景孔隙對風致內壓的影響。盧旦等[5]研究了突然開孔建筑的內壓分布特性及脈動機理，發(fā)現(xiàn)內壓存在較明顯的共振現(xiàn)象。Oh等[6]對一個38.1 m×24.4 m×12.2 m的低矮建筑進行了縮尺剛性模型風洞試驗，發(fā)現(xiàn)在迎風面開孔時ASCE7-02,NBCC,ASNZS,Eurocode規(guī)范低估了內壓的峰值響應。Kopp等[7]采用容積縮尺的剛性模型風洞試驗方法研究了10種不同配置的2層House的內壓響應，分析了內部空間大小對內壓設計取值的影響。Ginger等[8]對一立墻開孔的200 mm×400 mm×100 mm的剛性縮尺模型進行了風洞試驗，試驗工況分為多種開孔尺寸，多種容積縮尺，研究了脈動內外壓之比隨無量綱幾何尺寸參數(shù)S和Φ5的變化規(guī)律。樊友川等[9]對一系列不同高跨比的立墻開孔工業(yè)廠房進行了風洞試驗研究，研究了內壓的相干性及分布特性等。段旻等[10]對低矮房屋瞬態(tài)內壓進行了風洞試驗研究，研究了過沖比與背景孔隙之間的關系。

已有的風致內壓研究成果大部分基于立墻開孔建筑，開孔率通常在3%～10%范圍內。事實上，一些大型近地空間建筑的功能性開孔率常在15%以上，如內蒙古鄂爾多斯東勝體育場開合屋蓋的開孔率為18.2%，荷蘭Amsterdam體育場開合屋蓋的開孔率為20.5%，威爾士Millennium體育場開合屋蓋的開孔率為25%；另外，屋蓋角部出現(xiàn)的破壞性開孔，在破壞初期開孔率通常較小，但可能對結構內壓有較大的影響。本文對屋蓋開孔的近地空間建筑進行剛性模型測壓風洞試驗，研究建筑內部風壓系數(shù)的相干特性及脈動機理，分析多種因素對內部風壓系數(shù)的影響規(guī)律，與已有文獻的試驗結果和主要國家規(guī)范取值進行對比研究，給出屋蓋開孔的近地空間建筑內風壓系數(shù)的設計建議取值。

1　風致內壓的剛性模型測壓試驗

1.1試驗模型

屋蓋開孔的近地空間建筑的試驗模型采用有機玻璃制作，外形與TTU建筑保持幾何相似，原型尺寸為13.72 m×9.14 m×3.96 m，模型縮尺比為1∶50，試驗模型照片如圖1所示。采用屋蓋中心開孔和角部開孔兩種模型，中心開孔率有15%,20%和25%三種，角部開孔率有3%,5%和8%三種。不同開孔率近地空間建筑的立墻測點布置相同，內外表面各56個測點，測點位置對應；屋蓋上下表面測點位置一一對應，詳細測點布置如圖2所示。

為保證開孔結構內部風壓脈動相似，以結構內部容積擴充代替風速的縮尺，試驗過程中的容積擴充方式如圖3所示。擴充后的容積V0m與原型容積V0f之比λ可由下式計算[1]

圖1　試驗模型照片F(xiàn)ig.1　Photo of test model

圖2　試驗模型測點布置圖(單位:mm)Fig.2　Tap location of test model (Unit: mm)

圖3　建筑內部容積擴充方式Fig.3　Volume chamber for wind tunnel test

(1)

式中Lm/Lf表示模型幾何尺寸縮尺比，UHm/UHf表示風速縮尺比，UH為屋蓋平均高度處的風速，下標m，f和H分別代表模型、原型和屋蓋平均高度。

1.2風場模擬和試驗工況

試驗在湖南大學風工程試驗研究中心HD-2號風洞高速試驗段完成，采用被動風場模擬方法模擬中國規(guī)范B類地貌[11-12]，風場比例為1∶50，與模型幾何縮尺比保持一致。平均風剖面指數(shù)α為0.15，湍流度剖面也與實際大氣中的情況基本一致，4 m高度處為0.20左右。試驗風速11.0 m/s，風洞中參考高度為8 cm，相當于實際高度4 m。圖4給出了轉盤中心處的平均風速剖面、湍流度剖面和8 cm高處的順風向脈動風譜，滿足規(guī)范要求。

圖4　大氣邊界層風場模擬Fig.4　Wind profile of simulation in Boundary Layer Wind Tunnel

設計不同模型內部容積、開孔率大小、開孔位置、開孔形式、以及湍流或均勻流等20種工況的屋蓋開孔近地空間建筑進行剛性模型測壓試驗，詳細工況安排如表1所示，其中L3表示未擴充的模型內部容積。試驗風向角定義見圖2，風向角間隔5°，每個工況共72個測試風向角。采樣頻率330 Hz，采樣時長30 s，共采集10000個數(shù)據(jù)點，采用管道頻響函數(shù)對所有數(shù)據(jù)進行壓力畸變修正。

表1　屋蓋開孔近地空間建筑的風致內壓風洞試驗工況

2　風致內壓數(shù)據(jù)處理方法

風壓系數(shù)是結構風壓的無量綱表現(xiàn)形式，測點的內風壓系數(shù)CP(t)定義如下

(2)

式中P(t)為風洞試驗中壓力掃描閥測得的風壓時程；P0為風洞試驗段處的靜壓(采用皮托管測得)；ρ為空氣密度，取ρ=1.225 kg/m3；uh為屋蓋最高點的平均風速。CP(t)的平均值CPmean為內平均風壓系數(shù)，CP(t)的脈動值CPrms為內脈動風壓系數(shù)，極大值和極小值內風壓系數(shù)采用Sadek-Simiu方法獲得。

3　風致內壓試驗結果分析

3.1相干特性及功率譜特性分析

圖5(a)給出了工況1下0°,45°和90°風向角時內風壓系數(shù)相干函數(shù)曲線。從圖5(a)可以看出，在0°風向角時，內風壓系數(shù)相干函數(shù)幅值在0～3 Hz頻率范圍內大于0.9；在45°斜風向時，內風壓系數(shù)相干函數(shù)曲線幅值在0～0.86 Hz內大于0.9，而在0.86～3 Hz這段區(qū)域內波動較大，但幅值大于0.8；在90°風向角時，內風壓系數(shù)相干函數(shù)曲線幅值在0～1.9 Hz頻率范圍內大于0.9。比較0°和90°風向角的內風壓系數(shù)相干函數(shù)可知，屋蓋頂部開孔順風向越寬，其相干性越差，而在45°斜風向時，受錐形渦的影響，導致其內部風壓的相干性下降。但總體上來說，屋蓋中心開孔的建筑內風壓系數(shù)相干函數(shù)幅值在主要頻率范圍均接近1.0，相關性較好，內部風壓可以采用統(tǒng)一時程表示。

圖5(b)給出了工況4下0°,315°和270°風向角時內風壓系數(shù)相干函數(shù)曲線。從圖5(b)中可以看出，0°風向角時，內壓相干函數(shù)幅值在0～3 Hz頻率范圍內大于0.98；270°風向角時，內風壓系數(shù)相干函數(shù)幅值在0～3 Hz頻率范圍接近1.0，頻率大于3 Hz時相干函數(shù)開始衰減；斜風向315°時，在0～3 Hz以內相干函數(shù)幅值接近于1.0。對比3個典型風向角的內風壓相干函數(shù)可知，屋蓋角部開孔建筑的內部風壓高度相關，內壓可采用統(tǒng)一時程表示，且角部開孔的工況的內風壓相干性要高于中心開孔的工況。

圖5　內風壓系數(shù)相干函數(shù)Fig.5　Coherence of internal wind pressure coefficients

圖6　工況1時建筑內、外壓功率譜密度函數(shù)Fig.6　Power spectra density of internal or external pressure for case 1

圖6給出了工況1、風向角為0°,45°和90°時內風壓系數(shù)、屋蓋上表面開孔邊緣典型測點風壓系數(shù)、以及屋蓋上表面開孔邊緣“面積加權平均”風壓系數(shù)的功率譜密度曲線圖。從圖6中可以看出，在0°風向角時，測點風壓的能量主要分布在1～3 Hz范圍內，3 Hz以上風壓能量衰減。外壓功率譜密度曲線在3 Hz處存在一個共振峰值。而內壓功率譜密度曲線在全頻率范圍內的有2個共振峰值，第一個共振峰位于3 Hz左右，與外壓共振峰值位置對應，可判斷此內壓共振峰值可能是由氣流分離的柱狀旋渦脫落引起；第二個共振峰位于6.5 Hz處，這是由于Helmholtz共振引起的，Helmholtz共振是聲學上的一種流動誘導的空腔振蕩，而外壓功率譜密度曲線則無類似峰值。當風向角為45°時，內壓功率譜密度在1～3 Hz以內呈衰減的趨勢，在3.1 Hz處，由于角部錐形渦的影響，內壓功率譜密度出現(xiàn)共振峰值；在頻率為6.5 Hz處，出現(xiàn)Helmholtz共振峰值。當風向角為90°時，內壓功率譜密度函數(shù)的幅值比外壓的值要小很多，外壓功率譜密度曲線在頻率為2 Hz左右出現(xiàn)一個旋渦脫落共振峰值，導致內壓功率譜密度曲線在相應的頻率處也出現(xiàn)一個共振峰，但在頻率6.5 Hz處無明顯的Helmholtz共振，這主要是因為90°風向角下，開孔離氣流分離點距離較遠，孔口的剪切流驅動Helmholtz共振不明顯。

圖7給出了工況4、風向角為0°,135°和270°時內風壓系數(shù)、屋蓋上表面開孔邊緣典型外測點風壓系數(shù)、以及屋蓋上表面開孔邊緣“面積加權平均”風壓系數(shù)的功率譜密度曲線圖。從圖7中可以看出，當風向角為0°時，在0～2 Hz頻率范圍內，建筑內風壓系數(shù)、開孔處的平均外風壓系數(shù)以及典型測點外風壓系數(shù)功率譜密度曲線的變化規(guī)律比較一致，三者的幅值較為接近，在頻率6.3 Hz處，內壓功率譜密度曲線出現(xiàn)一個明顯的Helmholtz共振峰值，而旋渦脫落頻率不明顯；當風向角為315°和270°時，屋蓋角部開孔迎風，內壓功率譜密度函數(shù)在頻率6.3 Hz處也出現(xiàn)明顯的Helmholtz共振峰值。屋蓋角部開孔時的內壓Helmholtz共振比屋蓋中心開孔時明顯。

3.2開孔面積及位置對內壓的影響

圖8給出了工況1,2,3(屋蓋中心開孔15%,20%和25%)和工況4,5,6(屋蓋角部開孔率3%,5%和8%)時近地空間建筑內部風壓系數(shù)平均值、根方差值、極大值和極小值隨風向角變化的規(guī)律。由圖8可以看出：(1)屋蓋開孔所引起的建筑內部平均風壓系數(shù)在0～360°風向角范圍內均為負值，屋蓋角部開孔時內部負平均風壓大于屋蓋中心開孔時的值，內部風吸力更大；(2)屋蓋中心和角部開孔引起的建筑內部脈動風壓系數(shù)較小，在0～0.2范圍內變化；(3)屋蓋角部開孔時的建筑內部最大極大值風壓系數(shù)(0.3)比屋蓋中心開孔時的值(0.2)大50%；(4)屋蓋角部開孔時的建筑內部最小極小值風壓系數(shù)(-1.97)比屋蓋中心開孔時的值(-1.23)大60%。因此，屋蓋角部開孔所引起的建筑內部風壓比中心開孔時大。

圖7　工況4時建筑內、外壓功率譜密度函數(shù)Fig.7　Power spectra density of internal or external pressure for case 4

3.3模型內部容積對內壓的影響

為研究建筑內部容積變化對風洞試驗結果的影響，在相同的試驗風速下，進行了不同模型內部容積的風洞試驗，見表1中工況7～18。圖9給出了工況13、工況8和工況3時建筑內風壓系數(shù)的平均值、脈動值、極大值和極小值隨風向角變化的規(guī)律。由圖9可以看出，模型內部容積的變化對建筑內部平均風壓有較明顯的影響，3種不同容積下的建筑內部平均內壓系數(shù)差異達到10%，模型內部容積越大，內平均風壓系數(shù)越小。對脈動和極值風壓系數(shù)而言，模型內部容積越大，脈動內風壓系數(shù)越小，極大值風壓系數(shù)越大，極小值風壓系數(shù)越小。

圖10給出了屋蓋角部開孔工況16、工況11和工況6時建筑內部風壓系數(shù)的平均值、脈動值、極大值和極小值隨風向角變化的規(guī)律。由圖10可以看出，模型內部容積對角部開孔建筑的內風壓系數(shù)的影響較??；在0～180°風向角范圍內，模型內部容積越大，建筑內部的負平均風壓系數(shù)越大(吸力越小)。

3.4來流湍流對內壓的影響

開孔建筑內壓脈動來自于3部分，一部分為來流湍流的作用，一部分來自于建筑剪切流的作用，另一部分來自于建筑內壓的Helmholtz共振作用。圖11給出了工況17(湍流)和工況18(均勻流)作用下的建筑內部風壓系數(shù)隨風向角變化的規(guī)律，兩個試驗工況參考風速一致。由圖11可以看出，對于平均風壓系數(shù)，0°～90°和225°～355°風向角范圍內，均勻流和湍流風場下的值比較一致，最大相差為15%(180°風向角)；對于脈動風壓系數(shù)，湍流風場下的值比均勻流風場下的值大40%左右；湍流風場下的極大值內壓要明顯大于均勻流風場的值，在湍流風場下全風向角范圍內最大的極大值內壓為0.38，均勻流風場下的最大極大值內壓系數(shù)為0.20；對于極小值風壓系數(shù)，湍流風場下的極小值內壓要明顯小于均勻流風場下的極小值內壓，在湍流風場下最小的極小值內壓為-1.58，均勻流風場下的最小的極小值內壓系數(shù)為-1.0。綜合上述比較可以看出，來流湍流對屋蓋開孔的建筑平均內壓影響較小，但會明顯增大脈動內壓，使得建筑極值風壓明顯增大。

圖8　不同開孔面積對內風壓系數(shù)的影響Fig.8　Variation of internal wind pressure coefficients for different opening ratio

圖9　不同模型容積對內風壓系數(shù)的影響(中心開孔率25%)Fig.9　Variation of internal wind pressure coefficients for different chamber volume(center opening 25%)

3.5立墻開孔對內壓的影響

為考慮多開孔效應對建筑內部風壓的影響，表2給出了工況17,19,20時0°風向角下的建筑內部風壓系數(shù)試驗值。由表2可以看出，對于屋蓋中心開孔的近地空間建筑，側墻的門窗開孔可有效減小建筑的平均內壓和脈動內壓12%左右，極小值內壓也相應有所減小。

3.6與立墻開孔試驗及規(guī)范值的比較

為比較屋蓋開孔和立墻開孔引起的風致內壓大小的區(qū)別，選取以往立墻開孔的代表性文獻[1-9]的試驗結果與本文屋蓋開孔試驗結果進行對比，以往文獻試驗參數(shù)見表3。

圖12給出了本文的屋蓋開孔建筑與以往文獻的立墻開孔建筑的內部平均風壓系數(shù)試驗值對比。從圖12中可以看出，立墻開孔建筑內部的平均風壓系數(shù)在開孔迎風時為正，最大值為0.96，開孔背風時為負，最小值為-0.9。而屋蓋開孔建筑內部的平均風壓系數(shù)在所有風向角下均為負值，全風向角下表現(xiàn)為吸力，最小值為-0.94，內部平均吸力稍大于立墻開孔時的值。圖13給出了本文的屋蓋開孔建筑與以往文獻的立墻開孔建筑的內部脈動風壓系數(shù)試驗值對比。從圖13中可以看出，立墻開孔建筑內部的脈動風壓系數(shù)比屋蓋開孔的值大，屋蓋開孔時最大內脈動風壓系數(shù)為0.18，而Kopp[8]對1/50縮尺比的House模型的風洞試驗結果表明，當立墻迎風開孔率為6%時，建筑內部的最大脈動風壓系數(shù)為0.48。

圖10　不同模型容積對內風壓系數(shù)的影響(角部開孔率8%)Fig.10　Variation of internal wind pressure coefficients for different chamber volume (corner opening 8%)

工況開孔情況平均內壓脈動內壓極大值內壓極小值內壓17屋蓋開孔-0.680.17-0.07-1.2919屋蓋開孔+門開-0.590.15-0.06-1.1120屋蓋開孔+門窗開-0.600.15-0.07-1.26

表3　以往立墻開孔文獻的試驗參數(shù)

圖11　來流湍流度對內風壓系數(shù)的影響Fig.11　Variation of internal wind pressure coefficients for different inflow turbulence density

圖12　內平均風壓與已有立墻開孔結果的比較Fig.12　Comparison between tests and others′ results of wall opening cases for mean internal pressure

綜合各國規(guī)范對內風壓系數(shù)的規(guī)定，與本文試驗值進行比較，由表4可知，各國規(guī)范均不能很好地估計屋蓋開孔情況下建筑內部風壓風壓系數(shù)，均不同程度的高估了正風壓，低估了負風壓。

綜合以上的對比研究，給出以下內壓設計建議取值：(1)當屋面角部開孔率小于10%時，建筑內部平均風壓系數(shù)可以取為-0.95；(2)當屋面中心開孔率為10%～25%之間時，建筑內部平均風壓系數(shù)可以取為-0.60。

表4　內平均風壓試驗值與規(guī)范值的比較

圖13　內脈動風壓與已有立墻開孔結果的比較Fig.13　Comparison between tests and others′ results of wall opening cases for fluctuating internal pressure

4　結　論

本文設置不同開孔率、開孔位置、內部容積、地貌類別等20種配置的屋蓋開孔近地空間建筑，進行剛性模型測壓風洞試驗。首先，對風致內壓脈動機理的研究表明，屋蓋開孔建筑內風壓系數(shù)相干函數(shù)幅值在主要頻率范圍均接近1.0，可以采用統(tǒng)一的內壓時程曲線表示內部風壓，其內部風壓產生高頻Helmholtz共振，角部開孔時Helmholtz共振現(xiàn)象比中心開孔工況更為明顯。其次，對風致內壓量值變化的影響因素研究表明，屋蓋開孔建筑的內平均風壓在全風向角下表現(xiàn)為吸力，模型內部容積越大，建筑內部的脈動風壓系數(shù)越小，來流湍流會明顯增大脈動內壓和極值風壓，側墻的門窗開孔可有效減小平均內壓和脈動內壓。最后，將屋蓋開孔內壓試驗值與以往文獻試驗值及規(guī)范值進行對比研究表明，各國規(guī)范均不同程度的高估了屋蓋開孔近地空間建筑的內部正風壓，低估了內部負風壓，當屋面角部開孔率小于10%時，內平均風壓系數(shù)可以取為-0.95，當屋面中心開孔率為10%～25%之間時，內平均風壓系數(shù)可以取為-0.60作為設計參考。

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Wind-induced internal pressures in closing-ground buildings with a roof opening

LIShou-ke1,2,LIShou-ying3,CHENZheng-qing3

(1. School of Civil Engineering, Hunan University of Science and Technology, Xiangtan 411201, China;2. Hunan Province Research Center for Safety Control Technology and Equipment of Bridge Engineering,Changsha University of Science and Technology, Changsha 410114, China;2. Wind Engineering Research Center, Hunan University, Changsha 410082, China)

Current wind load provisions and existing research about internal pressures of building with a dominant opening mainly focuse on wall opening configuration while seldom pay attention to the roof opening case. The effects of twenty roof opening configurations on the internal pressure were examined using wind tunnel tests for a typical closing-ground building. The configurations examined include the effects of opening locations, opening sizes, volumes of internal spaces, and field configurations. The internal pressures are found to be highly correlated, and there are significant Helmholtz oscillations in the high frequency band for the roof opening buildings. Helmholtz oscillations in the roof corner opening configuration are more significant than that in roof center opening configuration. The mean internal pressures exhibit suction for all the wind angles, while the values of internal pressures for roof corner opening configuration are larger than that for roof center opening configuration. The fluctuating internal pressure will decrease with the increasing of the internal volume of model or with the increasing of the density of turbulence. The mean internal pressure and fluctuating internal pressure are reduced effectively for opening a door or a window on side wall. The positive internal pressure is overestimated and the negative internal pressure is underestimated by the current wind load provisions.

wind tunnel test; internal pressure; roof opening; wall opening; Helmholtz oscillation

2014-05-12；

2015-05-21

湖南省高校創(chuàng)新平臺開放基金資助項目(湘教通(2012)595號)；國家自然科學基金資助項目(51508184);湖南省教育廳科學研究一般項目資助(14C0431)；北京交通大學結構風工程與城市風環(huán)境北京市重點實驗室開放基金資助項目；長沙理工大學橋梁工程安全控制技術與裝備湖南省工程技術研究中心開放基金資助項目

TU119+.21

A

1004-4523(2016)01-0166-11

10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2016.01.021

李壽科(1981—),男,博士，講師。電話:18975213756; E-mail: 32090170@163.com