孫芳錦，徐中豪，梁 爽

(1. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院，廣西建筑新能源與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西 桂林 541004；2. 遼寧工程技術(shù)大學(xué) 土木工程學(xué)院，遼寧 阜新 123000)

隨著各國(guó)經(jīng)濟(jì)發(fā)展和文化進(jìn)步，各種外型復(fù)雜的大跨度結(jié)構(gòu)在國(guó)內(nèi)外屢見不鮮，成為了大跨度結(jié)構(gòu)的發(fā)展趨勢(shì).大跨度屋蓋結(jié)構(gòu)質(zhì)量輕、柔性大，風(fēng)荷載是其主要控制荷載.通過(guò)對(duì)歷次風(fēng)災(zāi)調(diào)查，發(fā)現(xiàn)大跨度建筑結(jié)構(gòu)破壞造成的損失已占總損失的一半以上.目前,關(guān)于大跨度屋蓋結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)研究主要圍繞幾種簡(jiǎn)單體型的屋蓋結(jié)構(gòu)，對(duì)于具有代表性的復(fù)雜體型的大跨度結(jié)構(gòu)研究相對(duì)較少，且目前國(guó)內(nèi)外的荷載規(guī)范對(duì)復(fù)雜體型結(jié)構(gòu)的風(fēng)壓系數(shù)也尚未給出明確規(guī)定.

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)和計(jì)算流體力學(xué)理論的不斷發(fā)展完善，數(shù)值模擬成了繼風(fēng)洞試驗(yàn)之后的大跨度等建筑結(jié)構(gòu)抗風(fēng)研究的重要手段之一.國(guó)內(nèi)外已有部分學(xué)者采用數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)風(fēng)壓特性開展了研究，并取得了一定成果.國(guó)外Murakami等人首次采用大渦模擬方法模擬了立方體周圍的三維流場(chǎng)[1]，后來(lái)又運(yùn)用大渦模擬方法模擬了德克薩斯科技大學(xué)的TTU建筑的風(fēng)壓和風(fēng)流場(chǎng)，并與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和風(fēng)洞試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比[2].國(guó)內(nèi)陳勇采用數(shù)值模擬方法模擬了大跨度懸挑屋蓋上的風(fēng)壓分布，并且得出體育場(chǎng)內(nèi)部流場(chǎng)的規(guī)律[3].顧明等利用RANS方法，基于RSM湍流模型對(duì)上海鐵路南站圓形屋蓋上的平均風(fēng)壓進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，并把數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)所得的結(jié)果進(jìn)行了比較[4].汪叢軍等模擬了越南國(guó)家體育場(chǎng)大跨度屋蓋的平均風(fēng)壓和周圍風(fēng)環(huán)境的影響[5].孫瑛對(duì)大跨度典型屋蓋進(jìn)行了數(shù)值模擬研究[6].孫芳錦等人對(duì)大跨度柔性屋蓋的風(fēng)振進(jìn)行了數(shù)值模擬的研究[7]，并介紹了一種計(jì)算流體和結(jié)構(gòu)之間流固耦合作用的強(qiáng)耦合方法.陳亞楠利用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型對(duì)體育場(chǎng)大懸挑屋蓋表面風(fēng)壓進(jìn)行數(shù)值模擬[8]，并分析了風(fēng)向角、屋蓋坡度等因素對(duì)環(huán)狀懸挑屋蓋風(fēng)壓分布的影響.

綜上，目前大跨度復(fù)雜屋蓋結(jié)構(gòu)風(fēng)壓特性研究的問(wèn)題在于大部分研究只針對(duì)某一特定屋蓋形狀，對(duì)其復(fù)雜體型的風(fēng)壓分布特性研究較少，缺少普遍性的研究結(jié)論.且現(xiàn)行國(guó)內(nèi)外規(guī)范對(duì)復(fù)雜形狀結(jié)構(gòu)的風(fēng)壓系數(shù)尚未給出明確規(guī)定[9]，給復(fù)雜大跨度結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計(jì)帶來(lái)不便并造成一定安全隱患.為此，本文選取四種典型投影形狀的大跨度雙曲屋蓋，深入研究其風(fēng)壓分布特性進(jìn)行，得到了一般性結(jié)論，并給出各屋蓋的分區(qū)風(fēng)壓建議值，對(duì)類似屋蓋結(jié)構(gòu)的工程抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供了更準(zhǔn)確的理論支持和實(shí)際參考.文章首先研究不同影響參數(shù)對(duì)各屋蓋風(fēng)壓分布的影響規(guī)律，再選取各屋蓋的最不利影響參數(shù)，分析給出各形狀屋蓋的風(fēng)壓系數(shù)分區(qū)建議值.

1 CFD數(shù)值模擬

1.1 計(jì)算模型和計(jì)算域的選取

本文選取四種典型形狀的大跨度雙曲屋蓋作為計(jì)算模型[10](見圖1)，選取1,2兩個(gè)測(cè)量方向(圖2)，詳細(xì)計(jì)算參數(shù)見表1.經(jīng)多次試算對(duì)比分析，取計(jì)算域?yàn)?0L2×10L1×10Hmax，模型中心位置(0.5L2，0.5L1，0)，與x、y和z軸對(duì)應(yīng).將模型放置在距計(jì)算域入口前沿1/3處，即W1=7L2，W2=12L2，計(jì)算域滿足阻塞率小于3%的要求.

圖1 雙曲屋蓋的幾何模型及各相關(guān)參數(shù)的定義圖Fig.1 The geometry models of large-span hyperbolic roofs and parameter definition

圖2 風(fēng)向及測(cè)量方向示意圖Fig.2 Wind direction and measurement direction

1.2 劃分網(wǎng)格

采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分(見圖3)，對(duì)計(jì)算模型附近的網(wǎng)格局部加密，并設(shè)置了網(wǎng)格增長(zhǎng)因子來(lái)使網(wǎng)格大小自計(jì)算模型朝外均勻增加，其中網(wǎng)格的最小尺寸設(shè)置為0.005 m，網(wǎng)格數(shù)量約為180萬(wàn).

表1 計(jì)算模型尺寸表

注：表中ρ=H/Lmax；δ=Hb/Lmax；Lmax=80.00 cm.

圖3 計(jì)算模型網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Computational model meshing

1.3 確定邊界條件

入口邊界條件：為與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)比較，選擇了速度入口邊界條件，并參照文獻(xiàn)[10]設(shè)定其相關(guān)參數(shù).出口邊界條件：采用完全發(fā)展出流邊界條件.壁面邊界條件：流體域的頂部和兩側(cè)選擇自由滑移壁面；建筑物的表面和地面采取了無(wú)滑移的壁面邊界條件.

2 流場(chǎng)參數(shù)對(duì)屋蓋表面風(fēng)壓分布的影響

2.1 風(fēng)向角

采用P1模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，地面粗糙度α為0.16，計(jì)算域尺寸見1.1節(jié)，風(fēng)速取16.7 m/s，分別選取0°、45°、90°風(fēng)向角.不同風(fēng)向角下屋蓋表面的平均風(fēng)壓系數(shù)分布示意圖見圖4.

通過(guò)分析圖4可以得出如下結(jié)論：

圖4 平均風(fēng)壓系數(shù)分布示意圖Fig.4 Schematic diagram of average wind pressure coefficient distribution

(1) 在不同風(fēng)向角作用下，屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)的分布規(guī)律大致相同：平均風(fēng)壓系數(shù)均為負(fù)值，風(fēng)荷載表現(xiàn)為風(fēng)吸力，且較大值主要分布在屋蓋迎風(fēng)前緣，距離迎風(fēng)前緣越近，平均風(fēng)壓系數(shù)的變化梯度也越大，隨著與迎風(fēng)前緣的遠(yuǎn)離，平均風(fēng)壓系數(shù)的變化相對(duì)平緩.

(2) 無(wú)論風(fēng)向角如何，建筑物的繞流特性類似，均為在屋蓋迎風(fēng)處氣流分離的最嚴(yán)重.在凹立面一側(cè)氣流分離強(qiáng)度大，風(fēng)壓變化梯度大，風(fēng)壓減小的快，在凸立面一側(cè)氣流則與之相反.

(3) 在不同風(fēng)向角下，屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)最小值所處的位置不同：風(fēng)向角小于45°時(shí)，在建筑物的出流邊緣出現(xiàn)最小值；而當(dāng)風(fēng)向角大于等于45°時(shí)，在屋蓋沿氣流方向的3/4處出現(xiàn)最小值，位于出流邊緣前靠近凹立面的一側(cè).從圖中不難看出，0°風(fēng)向角是風(fēng)壓分布的最不利情況，其次是90°和45°.

2.2 地面粗糙度

對(duì)P2模型進(jìn)行數(shù)值模擬，地面粗糙度α為0.16、0.28和0.4，分別對(duì)應(yīng)三種不同地形，詳細(xì)參數(shù)見表2.屋蓋表面的平均風(fēng)壓系數(shù)分布示意圖見圖5和圖6.

表2 數(shù)值試驗(yàn)工況的試驗(yàn)參數(shù)

分析圖5和圖6中六種工況的數(shù)值模擬結(jié)果，得出結(jié)論如下：

(1)上述的三種不同地形工況中，雙曲屋蓋的表面風(fēng)壓分布規(guī)律非常相似，地貌對(duì)其表面風(fēng)壓分布的影響較小，其微小差異主要體現(xiàn)在沿氣流流動(dòng)方向.

(2) 在0°風(fēng)向角下，地貌對(duì)其迎風(fēng)前緣的風(fēng)壓分布的影響相對(duì)較大，隨著地面粗糙度增大，其風(fēng)壓系數(shù)減小的越慢，說(shuō)明氣流的分離作用隨地面粗糙度增大而減小.

(3) 在90°風(fēng)向角下，大跨度雙曲屋蓋迎風(fēng)前緣的風(fēng)壓分布受地面粗糙度的影響不明顯，而地貌對(duì)其風(fēng)壓分布的影響主要體現(xiàn)在屋蓋后方的出流處.隨著地面粗糙度的增大，屋蓋后方的風(fēng)壓系數(shù)減小的逐漸變慢，氣流的再附作用也越大.

(4)相對(duì)于風(fēng)向角，地面粗糙度對(duì)其屋蓋表面風(fēng)壓分布特性的影響較小.

圖5 0°風(fēng)向角下平均風(fēng)壓系數(shù)分布示意圖Fig.5 Distribution of average Cp at 0° wind direction angle

圖6 90°風(fēng)向角下平均風(fēng)壓系數(shù)分布示意圖Fig.6 Distribution of average Cp at 90° wind direction angle

3 幾何模型參數(shù)對(duì)屋蓋表面風(fēng)壓分布的影響

分析在0°這個(gè)最不利風(fēng)向角下，曲率比γ、矢跨比ρ和高跨比δ對(duì)高度在20～40 m之間的常見大跨度雙曲屋蓋結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓分布的影響，其中，L1=L2=80 cm，ρ=H/Lmax，δ=Hb/Lmax；γ=f2/f1.計(jì)算域的大小、網(wǎng)格劃分、邊界條件及相關(guān)參數(shù)的設(shè)置均參照1.1節(jié).

3.1 雙曲屋蓋兩方向的曲率比

為使大跨度屋蓋滿足相關(guān)的力學(xué)要求，γ值宜選取在0.43～2.23內(nèi)，故選取四種有效的γ值0.5、1、1.5、2，來(lái)研究曲率比對(duì)其表面風(fēng)壓特性的影響.其中Hb=13.33 cm，H=8 cm，計(jì)算模型的尺寸詳見表3.

表3 計(jì)算模型尺寸表

Tab.3Computingmodelsizetable

模型δρf1/cmf2/cmγP11/61/102.675.332P51/61/103.24.81.5P61/61/10441P71/61/105.332.670.5

通過(guò)對(duì)圖7中不同曲率比數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比，得到結(jié)論如下：

(1)分析圖7(a)發(fā)現(xiàn)，沿氣流的流動(dòng)方向(1方向)，在屋蓋前1/4中，隨著曲率比的減小，平均風(fēng)壓系數(shù)值逐漸增大；而屋蓋后3/4的變化規(guī)律與之相反，隨著曲率比的減小，風(fēng)壓系數(shù)值也減小.分析圖7(b)發(fā)現(xiàn)，垂直于氣流流動(dòng)方向(2方向)，隨著雙曲屋蓋的曲率比的減小，其風(fēng)壓系數(shù)也隨之減小.這是由于隨著屋蓋的曲率比減小，屋蓋前緣漩渦脫落隨之減少，氣流的分離、再附也變小.

圖7 屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)對(duì)比曲線Fig.7 Average wind pressure coefficient comparison curve

(2)屋蓋曲率比不同，其表面風(fēng)壓系數(shù)曲線的變化趨勢(shì)相同，而曲率比變化對(duì)風(fēng)壓分布有數(shù)值上的影響，其中對(duì)屋蓋中間的風(fēng)壓分布作用較大.

(3)隨著曲率比減小，雙曲屋蓋表面風(fēng)壓系數(shù)受曲率比變化的影響增大；反之隨著雙曲屋蓋曲率比的增大，對(duì)其風(fēng)壓系數(shù)的作用趨于平緩.當(dāng)曲率比為2時(shí)，屋蓋表面的風(fēng)壓系數(shù)最大，γ=2是大跨度雙曲屋蓋的最不利曲率比.

3.2 矢跨比

雙曲屋蓋的矢跨比ρ=H/Lmax(其中，H=f1+f2)，大跨度雙曲屋蓋結(jié)構(gòu)工程實(shí)際中的矢跨比多為1/10～1/5之間，本文采用1/6、1/7、1/8、1/9和1/10這五種有效的ρ值來(lái)研究矢跨比對(duì)大跨度雙曲屋蓋表面風(fēng)壓分布特性的影響.其中Hb=13.33 cm，δ=1/6，計(jì)算模型的幾何尺寸詳見表4.

表4 計(jì)算模型尺寸表

Tab.4Computingmodelsizetable

模型ρH /cmf1/cmf2/cmHmax/cmP11/108.002.675.3321.33P81/98.892.965.9322.22P91/810.003.336.6723.33P101/711.433.817.6224.76P111/613.334.448.8926.66

通過(guò)對(duì)圖8中不同矢跨比數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比，得到結(jié)論如下：

(1)分析圖8(a)發(fā)現(xiàn)，沿氣流的流動(dòng)方向(1方向)，平均風(fēng)壓系數(shù)值以屋蓋的0.15 m為界，在0.15 m之前，其值隨雙曲屋蓋矢跨比的增大而減??；分析圖8(b)發(fā)現(xiàn)，垂直于氣流流動(dòng)方向(2方向)，隨著雙曲屋蓋的矢跨比的增大，其風(fēng)壓系數(shù)也隨之增大.這是由于隨著屋蓋矢跨比的增大，屋蓋前緣處漩渦脫落隨之增多，氣流的分離和再附作用也越大.

(2)屋蓋矢跨比不同，其表面風(fēng)壓系數(shù)曲線的變化趨勢(shì)相同，而矢跨比變化對(duì)風(fēng)壓分布有數(shù)值上的影響，其中對(duì)屋蓋中間的風(fēng)壓分布作用較大.

(3)隨著矢跨比增大，雙曲屋蓋表面風(fēng)壓系數(shù)受矢跨比變化的影響隨之增大；反之隨著雙曲屋蓋矢跨比的減小，對(duì)其風(fēng)壓系數(shù)的影響趨于平緩.

圖8 屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)對(duì)比曲線Fig.8 Comparison curve of average Cp on roof surface

3.3 底座的高跨比

底座的高跨比δ=Hb/Lmax，本文選取1/6、1/5、1/4和1/3這四種有效的δ值來(lái)分析高跨比對(duì)大跨度雙曲屋蓋表面風(fēng)壓分布特性的影響.其中H=8 cm，ρ=1/10，計(jì)算模型的詳細(xì)尺寸見表5.

表5 計(jì)算模型尺寸表

Tab.5Computingmodelsizetable

模型δHb /cmf1/cmf2/cmHmax/cmP11/613.332.675.3321.33P121/5162.675.3324P131/4202.675.3328P141/326.672.675.3334.67

圖9 屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)對(duì)比曲線Fig.9 Comparison curve of average Cp on roof surface

通過(guò)對(duì)圖9中不同高跨比數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比，得到結(jié)論如下：

(1)分析圖9(a)發(fā)現(xiàn)，沿氣流的流動(dòng)方向(1方向)，隨著高跨比的增大，雙曲屋蓋的平均風(fēng)壓系數(shù)在其迎風(fēng)前緣增大明顯，而當(dāng)氣流流過(guò)屋蓋中間之后，平均風(fēng)壓系數(shù)值基本趨于平穩(wěn)，受高跨比影響較小；分析圖9(b)發(fā)現(xiàn)，垂直于氣流流動(dòng)方向(2方向)，隨著雙曲屋蓋的高跨比的增大，其風(fēng)壓系數(shù)也隨之增大.隨著高跨比的增大，雙曲屋蓋的平均風(fēng)壓系數(shù)值在屋蓋前半部分減小變快，由此得出：隨著高跨比增大，屋蓋前緣的漩渦脫落增多，氣流分離也隨之增大.

(2)相對(duì)于矢跨比，屋蓋表面風(fēng)壓分布受高跨比的影響較弱.不同高跨比模型屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)曲線的大體趨勢(shì)相同，底座的高跨比對(duì)大跨度雙曲屋蓋表面風(fēng)壓分布的影響很小，但屋蓋迎風(fēng)前緣受到高跨比的影響很大，而屋蓋的后半部分風(fēng)壓分布基本上不受高跨比影響.

(3)隨著底座的高跨比增大，其變化對(duì)屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)的作用增強(qiáng)；反之，其變化對(duì)屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)的作用趨于平緩.

4 平均風(fēng)壓系數(shù)的合理建議值

本文在上述研究的基礎(chǔ)上，選擇最不利風(fēng)向0°，最不利曲率比γ=2，矢跨比和高跨比為最值的模型展開研究.

4.1 方形雙曲屋蓋平均風(fēng)壓系數(shù)分區(qū)建議值

以方形投影面的大跨度雙曲屋蓋結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象，計(jì)算模型取P1、P2、P11、P14、P15、P16、P17P18，補(bǔ)充尺寸見表6.

表6 計(jì)算模型尺寸表

Tab.6Computingmodelsizetable

模型L1/cmL2/cmρδHmax/cmf1/cmf2/cmP1580.0080.001/61/340.004.448.89P1640.0080.001/61/626.664.448.89P1740.0080.001/101/334.672.675.33P1840.0080.001/61/340.004.448.89

沿氣流流動(dòng)方向，將雙曲屋蓋表面均勻分成a、b、c、d、e五列，在每列上均勻選取13個(gè)測(cè)點(diǎn)，分布詳情見圖10.本文采用拐角是直角的平屋蓋為參照，選用了風(fēng)作用部分比較權(quán)威的歐洲規(guī)范[11]，規(guī)范中明確給出了屋面分區(qū)圖(見圖11)以及各區(qū)域的風(fēng)壓系數(shù)(見表7，表中Cp為平均風(fēng)壓系數(shù)，Cp,m為極值風(fēng)壓系數(shù)).

圖10 方形雙曲屋蓋表面壓力測(cè)點(diǎn)分布圖Fig.10 Square hyperbolic roof surface pressure measuring point distribution map

圖11 平屋蓋分區(qū)圖Fig.11 The zoning maps of flat roof

ABCDCpCp,mCpCp,mCpCp,mCpCp,m-1.8-2.5-1.2-2.0-0.7-1.2+0.2/-0.2

讀取數(shù)據(jù)并建立以平均風(fēng)壓系數(shù)為縱坐標(biāo)，無(wú)量綱函數(shù)y0/L2為橫坐標(biāo)的坐標(biāo)系，得到不同模型的平均風(fēng)壓系數(shù)曲線以及其相應(yīng)的包絡(luò)線(見圖12).然后按照大跨度雙曲屋蓋表面平均風(fēng)壓的分布規(guī)律劃分屋蓋，確定各區(qū)的平均風(fēng)壓系數(shù)，并與規(guī)范中平屋蓋對(duì)比.

圖12 平均風(fēng)壓系數(shù)曲線圖Fig.12 Average wind pressure coefficient curve

通過(guò)圖12可以看出，圖12(a)和圖12(b)的包絡(luò)線相同，圖12(c)的包絡(luò)線的前方與前兩個(gè)有較大差別，后面同前兩個(gè)相同.另外，由于圖12中的包絡(luò)線的包含度超過(guò)90%，能確?；诎j(luò)線值設(shè)計(jì)的安全性，故根據(jù)包絡(luò)線的變化給出屋蓋表面各區(qū)域的平均風(fēng)壓系數(shù)，并且為確保其偏于安全，在相鄰兩列中間區(qū)域取較大值，將其繪制成圖13a.根據(jù)規(guī)范中的屋蓋分區(qū)方式及各區(qū)域的平均風(fēng)壓系數(shù)值繪制成圖13(b).

分析圖13，得到結(jié)論如下：

(1)方形雙曲屋蓋的風(fēng)壓分布和規(guī)范中的平屋蓋有相同規(guī)律，其風(fēng)吸力較大區(qū)域都出現(xiàn)于其迎風(fēng)前緣，隨著氣流不斷向屋蓋后方發(fā)展，平均風(fēng)壓系數(shù)逐漸變小.

圖13 平均風(fēng)壓系數(shù)的分區(qū)對(duì)比圖Fig.13 Partition comparison chart of average wind pressure coefficient

(2)方形雙曲屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)值全部為負(fù)值，說(shuō)明其表面的風(fēng)荷載都表現(xiàn)為風(fēng)吸力作用；而平屋蓋后方平均風(fēng)壓系數(shù)可為正值，故它不僅僅受風(fēng)吸力，或許還受風(fēng)壓力作用.

(3)由于雙曲屋蓋迎風(fēng)前緣兩側(cè)氣流的分離作用較強(qiáng)，有較多漩渦脫落，其最大風(fēng)壓出現(xiàn)在迎風(fēng)前緣的中間區(qū)域；而平屋蓋正好與之相反，因其迎風(fēng)前緣中間氣流分離作用較強(qiáng)，漩渦脫落的較多，其最大風(fēng)壓出現(xiàn)在屋蓋迎風(fēng)前緣兩側(cè).

(4)雙曲屋蓋在yo/L2=0.1、yo/L2=0.2、yo/L2=0.8處其值發(fā)生突變，風(fēng)吸力作用逐漸減小，而平屋蓋只在yo/L2=0.1和yo/L2=0.5處發(fā)生突變.

(5)雙曲屋蓋中超過(guò)95%的區(qū)域高出規(guī)范中給出的平屋蓋的平均風(fēng)壓系數(shù)值，且有60%區(qū)域的相差率達(dá)65%以上.

綜上分析，雙曲屋蓋表面風(fēng)壓分布同平屋蓋相比存在較大差異，且整體較平屋蓋表面風(fēng)壓系數(shù)值偏大.本小節(jié)得出的方形雙曲屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)的分區(qū)建議值不受尺寸限制，適用于高度在20～40 m范圍內(nèi)的方形投影面的雙曲屋蓋的結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì).

4.2 圓弧形雙曲屋蓋平均風(fēng)壓系數(shù)分區(qū)建議值

采用研究對(duì)象為圓弧形投影面的雙曲屋蓋.其中，圓形雙曲屋蓋(P3、P19、P20、P21)：L1=L2=80 cm；橢圓形雙曲屋蓋(P4、P22、P23、P24)：2L1=L2=80 cm.計(jì)算模型的尺寸見表8.

表8 計(jì)算模型尺寸表

屋蓋表面壓力測(cè)點(diǎn)的分布詳情見圖14(參照上節(jié))，得到不同模型的平均風(fēng)壓系數(shù)曲線以及其相應(yīng)的包絡(luò)線見圖15，各區(qū)域的平均風(fēng)壓系數(shù)建議值見圖16.

圖14 圓弧形雙曲屋蓋表面壓力測(cè)點(diǎn)分布圖Fig.14 Curved point distribution map of arc-shaped hyperbolic roof

通過(guò)圖15可以看出，雖然橫坐標(biāo)的取值范圍不同，但和方形雙曲屋蓋一樣，圖15(a)和圖15(b)的包絡(luò)線是相同的.但圖15(c)包絡(luò)線不僅前方同前兩個(gè)不一樣，而且后方較前兩個(gè)也存在較大的差別，屋蓋前緣最大風(fēng)壓系數(shù)較方形雙曲屋蓋的有所減小，在屋蓋后方y(tǒng)o/L2在0.8～1.0范圍內(nèi)，屋蓋表面風(fēng)壓系數(shù)出現(xiàn)了正值，因此此部分包絡(luò)線不僅要考慮負(fù)值，也要將正值考慮進(jìn)去.圖中包絡(luò)線的包含度超過(guò)95%，能確?；诎j(luò)線值設(shè)計(jì)的安全性.故本節(jié)根據(jù)包絡(luò)線的變化給出了圓弧形雙曲屋蓋各區(qū)的平均風(fēng)壓系數(shù)的合理建議值，并且為確保其偏于安全，在相鄰兩列中間區(qū)域取較大值，將其繪制成圖16.

圖15 平均風(fēng)壓系數(shù)曲線圖Fig.15 Average wind pressure coefficient curve

圖16 平均風(fēng)壓系數(shù)分區(qū)圖Fig.16 The partition figure of Cp on the roof surface

5 結(jié)論

本文研究了不同參數(shù)對(duì)四種典型雙曲屋蓋表面風(fēng)壓的影響規(guī)律，并總結(jié)分析出各屋蓋的分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)，主要得到如下結(jié)論：

(1)風(fēng)向角對(duì)大跨度雙曲屋蓋表面風(fēng)壓分布存在較大影響；相對(duì)于風(fēng)向角，地面粗糙度對(duì)屋蓋的風(fēng)壓分布規(guī)律影響較小，且地貌對(duì)屋蓋風(fēng)壓分布的影響主要體現(xiàn)在屋蓋后方的出流處.隨著地面粗糙度的增大，氣流的再附作用越大.

(2)曲率比和矢跨比的變化對(duì)大跨度雙曲屋蓋風(fēng)壓系數(shù)的趨勢(shì)影響較弱，其中屋蓋中間區(qū)域的風(fēng)壓分布受曲率比和矢跨比的影響較大.隨著曲率比減小，雙曲屋蓋表面風(fēng)壓系數(shù)受曲率比變化的影響增大；隨著矢跨比增大，雙曲屋蓋表面風(fēng)壓系數(shù)受矢跨比變化的影響隨之增大.

(3)相對(duì)于大跨度雙曲屋蓋的矢跨比，底座的高跨比對(duì)其表面風(fēng)壓分布的影響較小，但屋蓋迎風(fēng)前緣受到高跨比的影響很大，而屋蓋的后半部分風(fēng)壓分布基本上不受高跨比影響.

(4)給出了方形和圓弧形雙曲屋蓋表面在最不利參數(shù)下的平均風(fēng)壓系數(shù)的分區(qū)建議值，為類似結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供了有益參考.