鄭德乾，柳 闊，全 涌，陳 華，潘鈞俊

(1 河南工業(yè)大學土木工程學院， 鄭州 450001； 2 同濟大學土木工程防災國家重點實驗室， 上海 200092； 3 中國建筑第八工程局有限公司， 上海 200135)

0 引言

大跨空間結構廣泛應用于機場航站樓、展覽館、體育館等大型建筑中。此類建筑質量輕、跨度長、柔性大、自振頻率低，屬于風敏感結構，風荷載是結構設計主要控制荷載之一[1-2]。對于造型特異的大跨屋蓋表面，我國現(xiàn)行《建筑結構荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[3]較難提供給出準確的風壓分布規(guī)律和體型系數(shù)值。

目前，我國學者對大跨空間結構屋面的風荷載特性進行了廣泛的研究。文獻[4-7]通過風洞試驗和數(shù)值模擬方法，研究了大跨結構屋蓋表面的風荷載特性，得到了風壓分布規(guī)律。文獻[8]選取建筑現(xiàn)場實測和剛性模型風洞試驗屋面風壓數(shù)據(jù)作為比較標準，驗證了CFD方法模擬低層大跨屋蓋表面平均風壓的可靠性，并討論了湍流模型的選取對模擬結果的影響。文獻[9-11]研究了周邊建筑物對大跨結構屋蓋表面風壓的干擾效應，分析了周邊建筑對大跨結構屋蓋表面風壓分布影響的機理。文獻[12-13]基于風洞試驗結果對大跨結構屋蓋表面的風振響應進行了分析，得到了脈動風荷載作用下屋蓋表面在各個風向角的響應規(guī)律。文獻[14]采用ANSYS開發(fā)了大跨曲面屋蓋風振系數(shù)和等效靜力風荷載的計算模塊，可迅速地為初步設計提供結構風振敏感部位。大跨空間屋蓋多為地標建筑，形態(tài)各異，相應屋蓋周圍的流場及其表面風荷載也不盡相同，因此，對于擬建大跨屋蓋風荷載取值，仍有必要進行相關有針對性的研究。

杭州蕭山國際機場T4航站樓主樓屋蓋采用“封邊桁架+網架”的曲面空間結構體系(如圖1(a)所示)，屋蓋整體呈波浪形，屋蓋長軸、短軸方向最大長度分別為466m和291m，最高點標高42.050m。本文綜合采用剛性模型測壓風洞試驗和CFD數(shù)值模擬方法，研究了該航站樓主樓屋蓋表面的風荷載分布規(guī)律，并結合CFD數(shù)值模擬所得屋蓋周圍的流場分析了其風荷載作用機理。

圖1 風洞試驗概況示意圖

1 風洞試驗和數(shù)值模擬方法

1.1 風洞試驗

該屋蓋的剛性模型測壓風洞試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ-3大氣邊界層風洞實驗室中進行。試驗模型為有機玻璃制作而成的剛性模型，具有足夠的強度和剛度，如圖1(a)所示，考慮了屋蓋周邊約1.65km直徑范圍內主要建筑的影響。模型幾何縮尺比為1∶250，屋蓋表面共布置666個測點。試驗中，按照文獻[15]的方法，模擬了B類風場，試驗風場特性如圖1(b)所示，其中湍流度Iu曲線代表湍流度沿著高度變化的風洞模擬值，右側兩曲線代表風速沿著高度變化的風洞模擬值跟規(guī)范建議的指數(shù)率值。圖1(b)中U為各高度處的平均風速，U_ref為參考高度處的風速；風向角選取范圍0°～345°，間隔為15°，共計24個風向角，如圖1(c)所示，模型位于轉盤中心，通過轉盤的轉動模擬不同來流風向。

1.2 數(shù)值模擬

CFD數(shù)值模擬基于ANSYS Fluent軟件平臺，模型縮尺比和風向角定義與1.1節(jié)中風洞試驗保持一致。

計算域大小為260H(流向)×157H(展向)×12H(豎向)，其中H為屋蓋表面中心高度。建筑周圍采用非結構化網格，其他區(qū)域采用結構化網格，建筑和地面等壁面處網格加密，最小網格尺度0.005H，網格總數(shù)約780萬。對本項目還進行了網格總數(shù)為918萬的CFD數(shù)值模擬，兩種不同網格總數(shù)的數(shù)值模擬結果基本一致，由于篇幅所限，僅給出網格總數(shù)為780萬的CFD數(shù)值模擬結果。

湍流模型采用Realizablek-ε，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，控制方程離散格式為二階迎風格式，殘差收斂標準為5×10-4。入流面采用速度入口，出流面采用壓力出口邊界條件，頂部及兩側采用對稱邊界條件，模型表面及地面采用無滑移壁面。

2 結果及分析

2.1 數(shù)據(jù)處理

屋蓋表面測點i處的風壓系數(shù)CPi采用梯度風壓無量綱化，即：

(1)

式中：Pi為作用在測點i處的壓力；P0和P∞分別是試驗時參考高度(這里為梯度風高度)處的總壓和靜壓。

分析中，分別用測點風壓系數(shù)的平均值Cpi,mean和根方差值Cpi,rms表示測點i的平均風壓系數(shù)和脈動風壓系數(shù)。

將測點的平均風壓系數(shù)Cpi,mean進行換算可得測點的體型系數(shù)μsi，即：

(2)

式中：zi為測點i實際高度；ZG和α分別為梯度風高度和地面粗糙度指數(shù)，對于B類風場，ZG=350m，α=0.15。

為便于結構抗風設計使用，通常將建筑表面劃分為若干個分塊，采用面積加權平均方法得到每個分塊的體型系數(shù)μs,b，即：

(3)

式中：μzi和Ai分別為測點i的風壓高度變化系數(shù)和對應的面積；μz,b和A分別為各分塊中心位置處的風壓高度變化系數(shù)和各分塊的總面積。

2.2 屋蓋表面風壓系數(shù)隨測點位置的變化規(guī)律

圖2為風洞試驗所得屋蓋表面典型測點的平均風壓系數(shù)和脈動風壓系數(shù)隨風向角的變化曲線及測點位置，由圖可見：

圖2 典型測點風壓系數(shù)及測點位置圖

(1)屋蓋表面測點平均風壓系數(shù)(圖2(a))均為負值，說明屋蓋表面總體表現(xiàn)為(向上的)風吸力。位于屋蓋中間位置的3號測點，所有風向角下其平均風壓系數(shù)值均相對較小，且隨風向角變化不明顯；而對于位于屋蓋邊緣位置的測點(圖2(a)中除3號測點外的其他測點)來說，其平均風壓系數(shù)值隨風向角的變化均比較明顯，對于大部分測點，當其處于迎風位置時呈現(xiàn)出了較強的風吸力，其中2號測點在75°風向角時平均風壓系數(shù)的絕對值取得最大值(值為-0.65)，其次為270°風向角下的5號測點。

(2)屋蓋表面不同位置處測點脈動風壓系數(shù)(圖2(c))隨風向角的變化規(guī)律與平均風壓系數(shù)(圖2(a))類似。同樣地，位于屋蓋邊緣的測點脈動風壓系數(shù)受風向角的影響比較顯著，當其在90°和270°風向角附近且處于上游迎風位置處時取得了較大的脈動風壓系數(shù)值；而位于屋蓋中部3號測點脈動風壓系數(shù)值均較小且隨風向角變化不明顯。稍有不同的是，測點脈動風壓系數(shù)最大值(值為0.21)是285°風向角時的5號測點，該測點在同一風向角下的平均風壓系數(shù)也可達-0.57；對于2號測點，其脈動風壓系數(shù)在105°風向角下取得最大值0.20，相應的平均風壓系數(shù)為-0.56，當風向角為75°時，其脈動風壓系數(shù)值也可達0.16。

以上分析表明，位于屋蓋邊緣位置的同一測點，當其處于迎風位置時，風吸力的均值和脈動值均相對較大，這是由于所研究的大跨屋蓋邊緣位置處來流流動分離較明顯所致(將在第3節(jié)流場分析中給出)；對于屋蓋的抗風設計來說，屋蓋表面局部較大的風吸力均值能引起較大的局部上拔力，較大的風吸力脈動值則會導致該上拔力的數(shù)值大小變化劇烈，更容易導致該位置屋面板的局部受風破壞。

屋蓋表面邊緣位置測點在來流沿屋蓋短軸方向時受到的風吸力較為顯著，這里以取得平均風壓系數(shù)和脈動風壓系數(shù)較大值的兩個風向角(75°和270°)為例，進一步分析風壓系數(shù)隨測點位置的變化規(guī)律，如圖3所示，選取了兩個典型截面，即：1)屋蓋短軸的中心位置截面(1號和2號測點所在截面，圖3(a)中l(wèi)ine_1)；2)邊緣位置截面(5號和6號測點所在截面，圖3(b)中l(wèi)ine_2)。由圖2的分析可知，測點平均風壓系數(shù)較大時，其脈動風壓系數(shù)也較大，因此，這里僅分析選取截面的平均風壓系數(shù)變化規(guī)律，作為對比，圖3中還給出了相應的CFD數(shù)值模擬結果。由圖3可見：

(1)考慮的風向角下，對于屋蓋短軸中心位置截面(line_1)和邊緣位置截面(line_2)上測點的平均風壓系數(shù)均表現(xiàn)為處于上游迎風面位置測點具有最大風吸力，與其相鄰的下游位置測點風吸力急劇減小，具有較大的風壓梯度；隨著測點位置繼續(xù)向下游移動，風吸力呈現(xiàn)逐漸減弱的現(xiàn)象，風壓梯度較為平緩。

(2)CFD數(shù)值模擬與風洞試驗結果相比較，位于屋面迎風前緣與中部的測點平均風壓系數(shù)數(shù)值比較接近，平均誤差分別約為18.2%和17.5%；而位于背風邊緣的測點平均風壓系數(shù)數(shù)值相差較大，平均誤差約為34.4%，這是該位置處氣流的流動分離被過高估計所致[16]。整體上CFD數(shù)值模擬所得屋蓋表面平均風壓系數(shù)在分布規(guī)律上與風洞試驗保持一致，其數(shù)值在屋蓋表面不同位置吻合程度不同，位于背風邊緣區(qū)域的測點與風洞試驗數(shù)據(jù)相差略大，而其余位置測點比較吻合?？傮w而言，CFD數(shù)值模擬結果能夠較好反映屋蓋表面測點平均風壓系數(shù)的變化趨勢，數(shù)值上也能與風洞試驗數(shù)據(jù)具有較好的一致性，從而說明了本文CFD數(shù)值模擬方法的可行性。

2.3 典型風向角下屋蓋表面體型系數(shù)等值線分布

為更全面了解屋蓋表面總體的風壓分布情況，圖4給出了風洞試驗所得典型風向角(75°和270°)下屋蓋表面的體型系數(shù)等值線，圖中還給出了來流沿屋蓋長軸方向的180°風向角結果。由圖4可見：

圖4 風洞試驗屋蓋表面體型系數(shù)等值線云圖

(1)考慮風向角情況下，屋蓋表面體型系數(shù)值基本為負值，即屋蓋表面為風吸力；在屋蓋迎風邊緣位置體型系數(shù)值較大，其中屋蓋表面的迎風邊緣的角部突出位置取得最值，在75°風向角下其值達到-1.4。此外，這些邊緣角部區(qū)域的體型系數(shù)絕對值變化梯度明顯大于其他位置。局部數(shù)值較大且梯度變化較明顯的風吸力更易導致邊緣角部區(qū)域位置屋面板的風致破壞。

(2)由于屋蓋表面外形沿長軸對稱，其體型系數(shù)等值線在270°風向角下也呈現(xiàn)出對稱分布的特征。在75°和180°風向角下，屋蓋表面中部(圖3(a)所示截面line_1位置附近區(qū)域)的體型系數(shù)絕對值略大于中部其他位置，這可能是由于該區(qū)域屋脊處具有凸起的外形(圖1(a))所致。

2.4 分塊體型系數(shù)

屋蓋表面體型系數(shù)等值線雖能夠分析風荷載的變化規(guī)律，但不便于屋蓋抗風設計使用，圖5給出了典型風向角情況下，屋蓋表面分塊體型系數(shù)，由圖可見：

圖5 屋蓋表面分塊體型系數(shù)示意

(1)屋蓋表面分塊體型系數(shù)以負值為主，說明屋蓋整體主要受到向上的風吸力；屋蓋表面迎風向邊緣分塊體型系數(shù)絕對值明顯大于其他位置，在75°，180°和270°風向角下的分塊體型系數(shù)最大值分別為-0.78，-0.68和-0.79。

(2)屋蓋表面分塊體型系數(shù)隨位置變化情況能夠較好地反映圖4所示相同風向角下的體型系數(shù)等值線分布規(guī)律，且更方便設計人員選用。

3 流場分析

為了明晰屋蓋表面風壓的分布機理，圖6給出了CFD數(shù)值模擬所得典型風向角下沿屋蓋短軸和長軸中心位置截面的風速矢量圖。由圖可見：

圖6 典型截面風速矢量圖

(1)屋蓋兩側邊緣處下垂，來流在屋蓋表面迎風邊緣處均發(fā)生了較明顯(75°和270°風向角時更為顯著)的流動分離現(xiàn)象，導致這些部位出現(xiàn)較大的風吸力且梯度較大；此外，屋蓋表面整體處于流動分離區(qū)，使得屋蓋表面整體主要受到負風壓作用。

(2)在180°風向角下，來流受到上游建筑一定程度的遮擋，屋蓋表面迎風邊緣的風壓絕對值與風向角75°和270°時相比有所減小；屋蓋表面中部的局部外形凸起對來流有一定的阻擋作用，由于起伏較平緩，其阻擋有限，導致該位置附近局部區(qū)域的風壓數(shù)值出現(xiàn)較小的正值，即出現(xiàn)了正風壓。

4 結論

綜合采用剛性模型測壓風洞試驗和CFD數(shù)值模擬方法，研究分析了杭州蕭山國際機場T4航站樓主樓屋蓋表面的風荷載特性，從流場角度對其機理進行了分析，結論如下：

(1)屋蓋表面整體主要表現(xiàn)為負風壓，即受到向上的風吸力，屋蓋表面平均風壓較大的位置其脈動風壓值也相對較大，迎風向邊緣的風吸力明顯大于其他位置，易引起屋蓋局部破壞，在抗風結構設計時需要著重考慮。

(2)屋蓋表面迎風邊緣風吸力較強的原因是由于屋蓋兩側邊緣下垂，來流在迎風緣存在較為明顯的流動分離現(xiàn)象。屋蓋表面中部局部外形凸起對來流有一定的阻擋作用，但由于起伏較平緩，其阻擋有限，使得屋脊處有一定的正風壓。