婁伶伶, 吳玖榮

(廣州大學(xué) 廣州大學(xué)-淡江大學(xué) 工程結(jié)構(gòu)災(zāi)害與控制聯(lián)合研究中心， 廣東 廣州　510006)

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基于改進(jìn)大渦模擬模型的風(fēng)荷載驗證

婁伶伶, 吳玖榮*

(廣州大學(xué) 廣州大學(xué)-淡江大學(xué) 工程結(jié)構(gòu)災(zāi)害與控制聯(lián)合研究中心， 廣東 廣州510006)

為了獲得與近地大氣邊界層實際脈動風(fēng)場特征相一致的三維脈動風(fēng)速，文章首先應(yīng)用DSRFG (Discretizing and Synthesizing of Random Flow Generation)方法，模擬生成計算流體動力學(xué)中大渦模擬算法所需的模擬入口邊界脈動風(fēng)速時程，然后采用改進(jìn)的動態(tài)一方程模型作為大渦模擬的亞格子模型，計算長寬高為1∶1∶3的高層單體矩形建筑在0度風(fēng)向角下的風(fēng)荷載分布及特性，并與日本TPU風(fēng)洞試驗進(jìn)行了對比.結(jié)果表明：①當(dāng)高層建筑長寬比(B/D)=1時，扭矩的能量主要來自渦旋脫落而不是入口湍流的影響；②DSRFG結(jié)合改進(jìn)的動態(tài)一方程模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬得到高層建筑表面的平均及脈動風(fēng)荷載特征.此方法有望應(yīng)用到實際高層建筑風(fēng)荷載評估中.

高層建筑; DSRFG; 大渦模擬; 亞格子模型; 風(fēng)荷載; 風(fēng)洞試驗

高層建筑具有高、細(xì)、柔的特征，其自振頻率較低且阻尼較小，過大的風(fēng)速會使得高層建筑外圍結(jié)構(gòu)甚至主體結(jié)構(gòu)損傷.由于能夠獲得風(fēng)場作用下風(fēng)荷載的脈動時程及相關(guān)統(tǒng)計信息，大渦模擬(Large Eddy Simulation, LES)已經(jīng)成為計算流體動力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)對高層建筑風(fēng)荷載數(shù)值模擬研究的主要手段之一.能否較好實現(xiàn)LES在風(fēng)工程中的應(yīng)用，TAMURA[1]總結(jié)了3個關(guān)鍵點：①入口湍流風(fēng)速的準(zhǔn)確模擬；②亞格子湍流模型的選用及處理；③計算流體動力學(xué)方法中相關(guān)數(shù)值離散化算法的處理.

近地邊界層風(fēng)為具有高雷諾數(shù)的非定常流，且表現(xiàn)出較強(qiáng)的不均勻性和各向異性.因此，為獲得與近地邊界層實際脈動風(fēng)場特征相一致的三維脈動風(fēng)速，需要較為準(zhǔn)確地模擬生成滿足相空間相關(guān)性和湍流特性的入口邊界脈動風(fēng)速時程.目前CFD中主要采用2種入口邊界脈動風(fēng)速生成方法：①在輔助的流體計算域內(nèi)通過recycling方法生成湍流風(fēng)；②通過人工數(shù)值模型生成入口邊界風(fēng).NOZAWA等[2]用第一種方法生成了入口邊界.DSRFG[3]屬于第二種方法，DSRFG方法可以生成滿足特定頻譜和空間相關(guān)性的脈動湍流場，且生成的脈動速度滿足連續(xù)和自保持條件.

大渦模擬算法中采用的亞格子模型一般有如下幾種方式：代數(shù)渦粘模型[4-5]、一方程模型[6]、兩方程模型[7].然而上述亞格子模型在計算風(fēng)工程實際應(yīng)用中存在2個有待改進(jìn)之處：①大多數(shù)亞格子模型適用于高精度數(shù)值格式和結(jié)構(gòu)網(wǎng)格[8]，但是實際工程中結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，一般采用精度相對較低的數(shù)值分析算法及無結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；②在高雷諾數(shù)流和網(wǎng)格相對粗糙情況時，代數(shù)渦粘模型的局部平衡假定與其表現(xiàn)出來的不平衡特征相矛盾.因此，在結(jié)合上述亞格子模型各自優(yōu)缺點的基礎(chǔ)上，有必要建立一種與實際工程CFD風(fēng)荷載模擬需求情況較為接近的改進(jìn)亞格子模型.HUANG[9]等采用結(jié)合動態(tài)一方程模型[6]和WALE模型[5]各自優(yōu)點的改進(jìn)亞格子模型，進(jìn)行大渦模擬高層建筑風(fēng)荷載，其特點有：①可用于高雷諾數(shù)流和粗糙網(wǎng)格的計算；②確定動態(tài)參數(shù)時不需要試驗過濾，可用于低階數(shù)值離散和無結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格；③用不同的機(jī)制處理亞格子能量的生成及GS(grid-scale)能量耗散.

本文采用DSRFG方法，模擬與高層建筑所處的近地大氣邊界層風(fēng)場特征較為一致的入口邊界風(fēng)速時程，并采用改進(jìn)的動態(tài)一方程模型[9]相對應(yīng)的大渦模擬算法，計算了長寬高比為1∶1∶3的高層單體矩形建筑在0度風(fēng)向角下的風(fēng)荷載分布及特性，并與日本TPU風(fēng)洞試驗[10]結(jié)果進(jìn)行了對比研究，分析LES獲得的平均及脈動風(fēng)荷載特性，驗證了上述方法的有效性和準(zhǔn)確性.

1　本文采用的大渦模擬相關(guān)算法概述

本文的大渦模擬CFD分析是在含有48個CPU的多處理器工作站進(jìn)行的，該工作站可用于大規(guī)模的并行計算任務(wù)，采用計算軟件為Flunet 6.3.

1.1計算模型與網(wǎng)格劃分

采用的高層建筑模型[10]尺寸為40 m×40 m×120 m，幾何縮尺比1∶400.CFD計算域尺寸：X、Y、Z3個方向為2 600 m×1 000 m×1 000 m.CFD計算時縮小模型風(fēng)洞阻塞比不應(yīng)超過3%[11]，本文模型的計算阻塞比為3%，滿足模擬要求.

CFD計算時采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，圖1為計算域網(wǎng)格的劃分情況.為保證模擬精度并節(jié)省計算時間，對建筑物表面和模型附近的網(wǎng)格進(jìn)行加密(圖2)，并向外逐漸增大網(wǎng)格密度，劃分出約70萬個網(wǎng)格單元.

圖1　CFD計算區(qū)域示意圖

圖2　模擬建筑物周邊網(wǎng)格局部放大示意圖

1.2CFD中入口邊界脈動風(fēng)速時程模擬

風(fēng)工程中大多數(shù)實測的近地大氣邊界層脈動風(fēng)速譜都服從馮·卡門(von Karman)譜[12]，為此本文采用DSRFG方法[3,13]，以模擬生成滿足目標(biāo)譜(馮·卡門譜)的CFD入口邊界風(fēng)速時程.其主要步驟如下：

(1)對于具有任意形式的3D脈動風(fēng)速能量譜E(k)，均可由一系列離散的E(km)構(gòu)成：

(1)

對于任一方向(此處假設(shè)為x方向)具有離散風(fēng)速能量譜的脈動風(fēng)速，其脈動速度場可由下式模擬：

(2)

(2)脈動風(fēng)速在頻域的合成：

(3)

(3.1)

(3.2)

ωm,n∈N(0,2πfm)，fm=kmUavg

(3.3)

其中，ζ，ξ∈N(0，1)，fm為頻率，Uavg為平均風(fēng)速，Ls為湍流積分尺度.a滿足(0～1)之間的均勻分布.kmax=500，N=50時模擬結(jié)果與目標(biāo)譜較為接近[12].因此，本文中kmax=500，N=50.

本文采用B類地貌，α=0.15.入口邊界處平均風(fēng)速度剖面采用如下的指數(shù)率形式：

(4)

其中，Z0=10 m，U0代表10 m高度處的平均風(fēng)速，本文取15 m·s-1.

根據(jù)日本《AIJ建筑荷載建議》[14]，湍流強(qiáng)度表達(dá)式如下：

(5)

其中，zb為近地高度尺度，取7.5 m，zG代表梯度風(fēng)高度取350 m.圖3、圖4分別為入口處平均風(fēng)速、X方向湍流強(qiáng)度隨高度變化示意圖.

圖3　平均風(fēng)剖面

圖4　X向湍流強(qiáng)度

圖5給出了DSRFG法模擬的風(fēng)場中的脈動風(fēng)速功率譜與馮卡門譜的對比圖，可看出2者吻合較好，說明入口湍流脈動風(fēng)可以較為真實地模擬實際大氣湍流邊界層情況[3,13].

圖5　DSRFG法生成的脈動風(fēng)速功率譜與馮·卡門譜對比

1.3大渦模擬中改進(jìn)亞格子模型概述

基于KAJISHIMA[6]的一方程模型，ksgs可以從方程(6)求得[9]:

(6)

(7)

最后一項εω是額外的耗散項，可以解釋近壁面低雷諾數(shù)的影響.

根冠比是指植物地下部分與地上部分的鮮重或干重的比值，它的大小能反映出植株地上、地下部生長發(fā)育情況以及土壤的營養(yǎng)供應(yīng)狀況，該指標(biāo)高則根系機(jī)能活性強(qiáng)，低則弱［22］。錦紫蘇在不同栽培基質(zhì)下，除處理⑥外，其他處理根冠比均高于對照組，說明不同配比基質(zhì)的城市堆肥污泥有利于植物根系發(fā)達(dá)，增加植物的根系機(jī)能活性，從而有利于培養(yǎng)壯株，有利于作物的地上部分生長。試驗證明，城市污泥堆肥對于錦紫蘇生長具有好的適應(yīng)性，并為污泥堆肥直接用于觀葉類草本植物的種植提供了理論基礎(chǔ)，在一定程度上促進(jìn)了城市污泥堆肥的資源化利用。

(8)

本文所采用的改進(jìn)亞格子模型具有如下優(yōu)點：不需要試驗過濾，可用于無結(jié)構(gòu)網(wǎng)格計算，可用于高雷諾數(shù)流的模擬，采用Fluent UDF編程加以完成.

1.4CFD求解設(shè)置及邊界設(shè)置

CFD中有限體積法對應(yīng)的離散方程組的求解，一般采用收斂性較好的SIMPLEC算法[15].對一定偏斜的網(wǎng)格，Skewness Correction可減小收斂困難，默認(rèn)為0.LES計算中，動量方程對流項的離散采用Bounded Central Differencing算法.時間項的離散采用二階隱式方案.各項松弛因子均采用默認(rèn)值.計算時間步長0.001 s，CFD模擬計算采用10 000步.

流場出口采用完全發(fā)展的出口邊界條件，計算域頂部和兩側(cè)采用自由滑移壁面，計算域底面和高層建筑表面均采用不可滑移的壁面.

2　CFD數(shù)值模擬結(jié)果

日本TPU風(fēng)洞試驗包含了具有多種不同長寬高比值的矩形單體建筑模型，位于各類常用的地貌條件下的多測點高頻測壓風(fēng)洞試驗結(jié)果，為高層建筑結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計提供了在多風(fēng)向角條件下的結(jié)構(gòu)物表面詳細(xì)的風(fēng)荷載時程風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)[10].本文CFD模擬結(jié)果將與TPU數(shù)據(jù)庫中長寬高之比為1∶1∶3的矩形單體高層建筑模型，在0度風(fēng)向角下的風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行對比分析，以分析本文所采用大渦模擬CFD計算算法的有效性.

2.1平均風(fēng)壓系數(shù)

以本文所分析的高層建筑模型在Z=0.25 m、Z=0.15 m、Z=0.05 m 3個高度的部分測點為研究對象，各層布置的測點數(shù)與風(fēng)洞試驗相同[10]，為20個，測點布置見圖6.

圖6　測點布置圖

(9)

圖7為大渦模擬與風(fēng)洞試驗在模型3個高度處不同測點平均風(fēng)壓系數(shù)的對比圖.1～5號測點在高層建筑迎風(fēng)面，6～10號測點在右側(cè)面，11～15號測點在背風(fēng)面，16～20號測點在左側(cè)面.

圖7風(fēng)洞試驗與數(shù)值模擬各測點的平均風(fēng)壓系數(shù)對比

Fig.7Comparison of mean wind pressure coefficient by CFD and wind tunnel

通過對比分析可知：①在模型Z=0.25 m高度，迎風(fēng)面為正壓，呈現(xiàn)出中間大、邊緣小(最大0.89，最小0.49)的變化趨勢.5號測點與6號測點之間風(fēng)壓系數(shù)迅速降低，說明來流遇到建筑物的阻擋在模型兩側(cè)分離較強(qiáng)，邊緣處負(fù)壓梯度較大.側(cè)風(fēng)面與背風(fēng)面均為負(fù)壓，且各測點所得的模擬結(jié)果精度比較高，特別是10號測點至17號測點，誤差均在10%以內(nèi).迎風(fēng)面誤差較大，可能是迎風(fēng)面與湍流入口距離不足或邊界條件設(shè)置的影響所導(dǎo)致，但是整體趨勢吻合較好；②當(dāng)來流平行于結(jié)構(gòu)對稱軸時，CFD數(shù)值模擬的平均風(fēng)壓基本為對稱分布，而風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)對稱性較差；③Z=0.15 m、Z=0.05 m時與Z=0.25 m時平均風(fēng)壓系數(shù)的分布類似.

2.2脈動風(fēng)壓均方根系數(shù)

脈動風(fēng)壓系數(shù)反映脈動能量的大小是脈動風(fēng)荷載的重要特征.脈動風(fēng)壓均方根系數(shù)如下：

(10)

圖8可見：①脈動風(fēng)壓均方根系數(shù)與平均風(fēng)壓系數(shù)具有相似的分布趨勢；②來流在迎風(fēng)面邊緣分離再附著，導(dǎo)致迎風(fēng)面脈動風(fēng)壓值較大，變化梯度也相對較大，在其他部位變化相對平緩；③隨著高度的變化，建筑背風(fēng)面脈動風(fēng)壓均方根系數(shù)差值在10%以內(nèi)，說明背風(fēng)面渦旋的作用比較均勻；④脈動風(fēng)壓系數(shù)隨著高度的降低而逐步變小，說明建筑低處含有的脈動能量相對較小.

圖8　數(shù)值模擬各測點的脈動風(fēng)壓均方根系數(shù)

Fig.8Root mean square coefficient of fluctuating wind pressure by CFD

2.3層脈動風(fēng)荷載功率譜

高層建筑風(fēng)荷載分為2個主軸方向上的順風(fēng)向、橫風(fēng)向荷載以及繞Z軸的扭矩.沿高度將建筑分為6層，各測點與風(fēng)洞試驗測點布置相對應(yīng).將CFD計算時各層測點每個時間步上的脈動風(fēng)壓，進(jìn)行積分可得到各層的脈動風(fēng)荷載時程數(shù)據(jù)，然后從頻域的角度表達(dá)層風(fēng)荷載的特性.限于篇幅，本文只取第2、4、6層進(jìn)行對比分析.

2.3.1層順風(fēng)向力功率譜

①圖9a、b、c分別為第2、4、6層的順風(fēng)荷載歸一化功率譜，低頻段(無量綱頻率0.04～0.40)能量分布較均勻，隨后譜密度開始下降，但是衰減速度比風(fēng)洞試驗結(jié)果慢，可能是因為CFD模擬中入口處與模型迎風(fēng)面的距離比風(fēng)洞試驗??；②能量主要集中在低頻段，且與圖5所示的入口脈動風(fēng)速功率譜形狀相似，說明入口風(fēng)湍流是產(chǎn)生順風(fēng)向風(fēng)荷載的主要原因；③圖9d為前述3層數(shù)值模擬功率譜對比，在低頻段第6層功率譜值最小，第2層最大，因此，低頻段較高層的功率譜能量比低層小，可能是脈動風(fēng)在建筑迎風(fēng)面下沉，在地面形成回流，湍流較大導(dǎo)致的.高頻段不同層上沒有明顯的變化.

2.3.2層橫風(fēng)向力功率譜

①圖10a、b、c分別為第2、4、6層的橫風(fēng)向荷載歸一化功率譜，低頻段(無量綱頻率0.04～0.10)能量高于風(fēng)洞試驗結(jié)果.高頻段與風(fēng)洞試驗結(jié)果較為接近；②不同層功率譜曲線均在無量綱頻率0.1處出現(xiàn)一個明顯的尖峰，其主要是渦旋脫離造成的；③由圖10d知，低頻段第2層峰值最大，第6層峰值最小，高頻段3者數(shù)值基本接近.

2.3.2層扭轉(zhuǎn)風(fēng)荷載功率譜

①圖11a、b、c分別為第2、4、6層的扭轉(zhuǎn)風(fēng)荷載歸一化功率譜，當(dāng)頻率小于無量綱頻率1時模擬值結(jié)果大于風(fēng)洞試驗值，大于1時模擬值小于風(fēng)洞實驗值，在無量綱頻率0.10附近，出現(xiàn)一個明顯的尖峰，與橫風(fēng)向功率譜峰值對應(yīng)的頻率接近，渦旋脫落現(xiàn)象明顯；②扭轉(zhuǎn)譜與風(fēng)洞試驗結(jié)果的誤差，與層順風(fēng)向及層橫風(fēng)向譜和相應(yīng)風(fēng)洞試驗結(jié)果對比來看，說明本文CFD模擬結(jié)果對層扭轉(zhuǎn)譜的模擬精度要相對低一些.但CFD數(shù)值模擬結(jié)果所反映的扭轉(zhuǎn)譜的渦旋脫落現(xiàn)象，與風(fēng)洞試驗結(jié)果基本相似.

圖9　層順風(fēng)向荷載功率譜

圖10　層橫風(fēng)向荷載功率譜

圖11　層扭轉(zhuǎn)風(fēng)荷載功率譜

3　結(jié)　論

本文應(yīng)用DSRFG方法，模擬生成CFD大渦模擬算法所需的入口邊界脈動風(fēng)速時程，采用改進(jìn)的動態(tài)一方程模型作為大渦模擬的亞格子模型，計算了長寬高為1∶1∶3的高層單體矩形建筑在0度風(fēng)向角下的風(fēng)荷載分布及特性，并與日本TPU風(fēng)洞試驗進(jìn)行了對比分析，得到以下結(jié)論：

(1)DSRFG可以生成大渦模擬算法中與近地大氣邊界層實際脈動風(fēng)場特征相一致的入口邊界脈動風(fēng)速場.DSRFG方法結(jié)合改進(jìn)的動態(tài)一方程亞格子模型，運(yùn)用于CFD大渦模擬算法中，可以較好地預(yù)測高層建筑表面的風(fēng)荷載，數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)結(jié)果基本一致.

(2)LES模擬得到的高層建筑表面平均風(fēng)壓系數(shù)與風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)吻合較好，反映了典型鈍體繞流的特征；來流平行于結(jié)構(gòu)對稱軸時，風(fēng)洞試驗的平均風(fēng)壓對稱性很差，而數(shù)值模擬的對稱性很好，體現(xiàn)了數(shù)值模擬的優(yōu)勢.

(3)LES的脈動風(fēng)壓均方根系數(shù)與平均風(fēng)壓系數(shù)具有相似的分布趨勢.隨著高度的增加，迎風(fēng)面及兩側(cè)面脈動能量有逐步增大的趨勢，背風(fēng)面渦旋作用較均勻，沒有明顯變化.

(4)LES對層風(fēng)荷載歸一化功率譜的模擬表明，入口湍流風(fēng)是產(chǎn)生順風(fēng)向荷載的主要原因；渦旋脫落是造成橫風(fēng)向荷載的主要原因，功率譜曲線在無量綱頻率0.1處出現(xiàn)明顯的尖峰；扭矩一般由入口風(fēng)湍流與渦旋脫落相互作用造成，但對于本文的模型B/D=1，扭矩主要來自渦旋脫落的影響.

[1]TAMURA T. Towards practical use of LES in wind engineering[J]. J Wind Eng Indust Aerod, 2008, 96:1451-1471.

[2]NOZAWA K, TAMURA T. Large eddy simulation of wind flows over large roughness elements[C]∥Proceedings of the 4th European and African Conference on Wind Engineering (EACWE4),2005, Prague, Cezch Republic.

[3]HUANG S H, LI Q S, WU J R. A general inflow turbulence generator for large eddy simulation[J]. J Wind Eng Indust Aerod, 2010, 98(10/11):600-617.

[4]GERMANO M, PIOMELLI U, MOIN P, et al. A dynamic subgrid-scale eddy viscosity model[J]. Phys Fluid, 1991, 3(7):1760-1765.

[5]NICOUD F, DUCROS F. Subgrid-scale stress modelling based on the square of the velocity gradient tensor[J]. Flow Turbul Combust, 1999, 62(3):183-200.

[6]KAJISHIMA T, NOMACHI T, KAJISHIMA T, et al. One-equation subgrid scale model using dynamic procedure for the energy production[J]. J Appl Mech, 2005, 73(3):368-373.

[7]GALLERANO F, PASERO E, CANNATA G. A dynamic two-equation sub-grid scale model[J]. Contin Mech Thermod, 2005, 17(2): 101-123.

[8]TSUBOKURA M. Proper representation of the subgrid-scale eddy viscosity for the dynamic procedure in large eddy simulation using finite difference method[J]. Phys Fluid, 2001, 13(2):500-504.

[9]HUANG S, LI Q S. A new dynamic one-equation subgrid-scale model for large eddy simulations[J]. Intern J Numer Method Eng, 2009, 81(7):835-865.

[10]林寧，梁波，田村幸雄. 高層建筑層風(fēng)力特性實驗研究[J]. 振動工程學(xué)報，2003(12): 409-414.

LIN N, LIANG B, YUKIO T. Experimental investigation on local wind force of high-r ise building[J]. J Vibr Eng,2003(12):409-414.

[11]黃本才. 結(jié)構(gòu)抗風(fēng)分析原理及應(yīng)用[M].上海：同濟(jì)大學(xué)出版社, 2008.

HUANG B C. Principle and application of structural wind resistance analysis[M]. Shanghai: Tongji University Press, 2008.

[12]LI Q S, WU J R, LIANG S G, et al. Full-scale measurements and numerical evaluation of wind-induced vibration of a 63-story reinforced concrete tall building[J]. Eng Struct, 2004, 26(12):1779-1794.

[13]熊濤, 吳玖榮. 大渦模擬中入流邊界脈動風(fēng)速模擬相關(guān)參數(shù)取值分析[J]. 廣州大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版, 2014, 13(3):60-67.

XIONG T, WU J R. Parameter analysis for modeling the inlet fluctuated wind velocity in large eddy simulation[J]. J Guangzhou Univ:Nat Sci Edi,2014,13(3):60-67.

[14]Architectural Institute of Japan. Recommendations for loads on buildings[M]. (English Version). Tokyo: AIJ Press, 2004.

[15]VAN DOORMAAL J P, RAITHBY G D. Enhancements of the simple method for predicting incompressible fluid flows[J]. Numer Heat Transf Appl, 1984, 7(2):147-163.

【責(zé)任編輯： 周全】

Verification and evaluation on wind loading of large eddy simulation by the improved sub-grid scale model

LOU Ling-ling, WU Jiu-rong

(Guangzhou University-Tamkang University Joint Research Center for Engineering Structure Disaster Prevention and Control, Guangzhou University, Guangzhou 510006, China)

In order to obtain the time history of 3-dimensional fluctuating wind speed with the same statistical characteristics as the wind of near ground atmosphere boundary layer, an inflow turbulence generation method called DSRFG (discretizing and synthesizing of random flow generation) is applied to generate the time record of inflow turbulence wind speed for Large Eddy Simulation in CFD, meanwhile an improved dynamic one-equation model is adopted as the sub-grid scale model for Large Eddy Simulation method. These two methods are combined for the CFD simulation on the wind load distribution and characteristics of an isolated rectangular tall building with 1∶1∶3 ratio (the ratio between length, width and height) in zero degree wind direction. The CFD numerical simulation results are further compared with those experimental wind tunnel test results on the same building from TPU wind tunnel laboratory in Japan. All these comparisons indicate that: the fluctuating kinetic energy of wind-induced torsional moment mainly results from the influence of vortex shedding other than the inlet turbulence for the test building; the combination of DSRFG with the improved dynamic one-equation model in the large eddy simulation method in CFD can accurately obtain the value and their characteristics of mean and fluctuating wind loads acting on the isolated rectangular tall building, which jointly testify the feasibility of its application to the design wind load evaluation for actual high rise buildings.

tall building; DSRFG; large eddy simulation; sub-grid scale model; wind load; wind tunnel test

2016-02-22;

2016-04-12

國家自然科學(xué)基金資助項目(51378134，51578169)；廣東省高層次人才資助項目

婁伶伶(1989-)，女，碩士研究生.E-mail：loulinghcool@163.com

. E-mail: jrwuce@qq.com

1671- 4229(2016)04-0050-07

TU 312.1

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