辛亞兵 ，劉志文 ，陳浩

［1.風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點實驗室（湖南大學(xué)），湖南 長沙 410082；2.湖南建工集團有限公司，湖南 長沙 410004；3.湖南建工交通建設(shè)有限公司，湖南 長沙 410004］

下?lián)舯┝魇浅Ｒ姷漠愄貧饬?，具有局地性、突發(fā)性、強破壞性的特點.由于下?lián)舯┝鳑_擊而在地面附近產(chǎn)生較強水平氣流，對工程結(jié)構(gòu)產(chǎn)生巨大的威脅［1］.2007 年7 月27 日，湖北省武漢市突發(fā)雷暴大風(fēng)天氣，造成江夏區(qū)、黃陂區(qū)大量房屋倒塌［2］.2011 年1月29日，巴西帕拉州貝倫市一棟37層的建筑物因下?lián)舯┝靼l(fā)生倒塌［3］.因此開展建筑結(jié)構(gòu)在下?lián)舯┝髯饔孟碌挠绊懷芯繉ㄖY(jié)構(gòu)的安全十分重要［4］.近年來，國內(nèi)外學(xué)者在研究下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性的基礎(chǔ)上，利用平板等裝置進行下?lián)舯┝鬟吔鐚语L(fēng)洞試驗.相對于下?lián)舯┝靼l(fā)生裝置（主動控制多風(fēng)扇風(fēng)洞［5］、WindEEE 下?lián)舯┝鲗嶒炇遥?］和下?lián)舯┝鲊娚淠M試驗裝置［7-8］），這種試驗方法具有建造方便、造價較低的優(yōu)點，且可模擬較大縮尺比（范圍在1∶300 內(nèi)）的下?lián)舯┝黠L(fēng)場.

目前已開展了一些下?lián)舯┝黠L(fēng)場及其對工程結(jié)構(gòu)影響的風(fēng)洞試驗研究.劉慕廣等［9］利用導(dǎo)流板進行了縮尺比為1∶50 的穩(wěn)態(tài)雷暴場風(fēng)洞試驗，以某鼓型角鋼塔為研究對象，進行了雷暴風(fēng)和良態(tài)B 類場地下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)和風(fēng)振系數(shù)對比分析.研究結(jié)果表明：角鋼塔結(jié)構(gòu)在雷暴風(fēng)下的響應(yīng)平均值、脈動響應(yīng)一般比 B 類大氣邊界層風(fēng)場作用響應(yīng)高，且雷暴風(fēng)最大風(fēng)速處于塔頭高度時響應(yīng)的增幅更顯著.鐘永力等［10］利用開發(fā)的下?lián)舯┝髟囼炑b置進行了下?lián)舯┝鞣欠€(wěn)態(tài)風(fēng)場風(fēng)洞試驗.研究結(jié)果表明：試驗?zāi)M的下?lián)舯┝鲿r變平均風(fēng)速較接近實際的下?lián)舯┝黠L(fēng)速數(shù)據(jù).謝壯寧等［11］利用開發(fā)的下?lián)舯┝髟囼炑b置進行了縮尺比為1∶300的下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場風(fēng)洞試驗.研究結(jié)果表明，下?lián)舯┝靼l(fā)生的相對位置對結(jié)構(gòu)風(fēng)壓系數(shù)影響較小.段旻等［12］利用傾斜平板進行了下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面風(fēng)洞試驗.Butler 等［13］利用平板在美國Notre Dame 大學(xué)赫斯特航空航天研究試驗室進行了下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場模擬試驗.通過調(diào)整平板與來流方向的交角，加速風(fēng)洞中低部氣流，從而形成下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面.Matsumoto 等［14］利用帶可開合葉片的百葉窗在直流風(fēng)洞中進行了下?lián)舯┝黠L(fēng)場試驗，進而研究了圓形和矩形截面構(gòu)件在下?lián)舯┝黠L(fēng)場下的風(fēng)壓特性.同樣地，Aboutabikh 等［15］利用兩層帶可開合葉片的百葉窗裝置進行了風(fēng)洞試驗，但是Aboutabikh模擬風(fēng)場的幾何縮尺比為1∶1 000，縮尺比相對較小.

本文在前期研究的基礎(chǔ)上［16］，以國際標(biāo)準建筑模型（Commonwealth Advisory Aeronautical Research Council，CAARC）為研究對象，設(shè)計并制作了幾何縮尺比為1∶200 的試驗?zāi)Ｐ?，進行CAARC 模型在下?lián)舯┝骱痛髿鈱舆吔鐚语L(fēng)場作用下的風(fēng)洞試驗，并對結(jié)構(gòu)在下?lián)舯┝骱痛髿膺吔鐚酉挛灰祈憫?yīng)進行了分析.研究旨在為工程結(jié)構(gòu)在下?lián)舯┝髯饔孟驴癸L(fēng)性能研究奠定基礎(chǔ).

1 試驗概況

1.1 試驗裝置

在湖南大學(xué)HD-2風(fēng)洞進行CAARC模型下?lián)舯┝黠L(fēng)場和大氣邊界層風(fēng)場下結(jié)構(gòu)響應(yīng)試驗研究.圖1為CAARC 模型下?lián)舯┝黠L(fēng)場試驗照片.下?lián)舯┝髟囼炑b置由可調(diào)節(jié)角度的豎向斜板和可開合的水平板組成［16］.通過豎向斜板使風(fēng)洞中下部氣流風(fēng)速增大，上部氣流風(fēng)速減小，從而形成下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面；通過水平板的開合運動，在下?lián)舯┝髟囼炑b置下游形成風(fēng)速的瞬變，從而形成下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場.圖2 為CAARC 模型大氣邊界層B 類風(fēng)場試驗照片.來流風(fēng)速V為均勻來流，位于風(fēng)洞中下?lián)舯┝髟囼災(zāi)M裝置的上游.

圖1 CAARC模型下?lián)舯┝黠L(fēng)場試驗照片F(xiàn)ig.1 Photo of CAARC model test under the downburst wind field

圖2 CAARC模型大氣邊界層B類風(fēng)場試驗照片F(xiàn)ig.2 Photo of CAARC model test under type B atmospheric boundary layer wind field

1.2 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計

采用芯鋼梁和ABS 板加工制作了試驗?zāi)Ｐ停s尺比為1∶200.圖3 為CAARC 原型與試驗?zāi)Ｐ?原型橫截面寬度為30.48 m，長度為45.72 m，高度為182.88 m［17］.由于試驗?zāi)Ｐ途哂欣饨?，故放寬了雷諾數(shù)的模擬.表1為CAARC試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計參數(shù).

表1 CAARC試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parameters of CAARC test model

圖3 CAARC原型和試驗?zāi)Ｐ虵ig.3 CAARC standard model of high-rise building and its test model

表2 為CAARC 原型與試驗?zāi)Ｐ颓皟煞N模態(tài)的頻率和阻尼對比情況.由表2 可知，原型與試驗?zāi)Ｐ偷睦碚擃l率值、有限元計算值和實測值差值較??；此外，繞x軸和y軸一階彎曲振動模式的阻尼比分別為0.25%和0.49%，因此試驗?zāi)Ｐ蜐M足設(shè)計和試驗要求.

表2 CAARC原型與試驗?zāi)Ｐ颓皟煞N模態(tài)的頻率和阻尼比Tab.2 Frequency and damping ratio of the first two modes of CAARC prototype and test model

1.3 試驗工況

表3 為CAARC 標(biāo)準模型下?lián)舯┝髟囼灩r.CAARC 標(biāo)準模型試驗風(fēng)偏角如圖3（b）所示.采用激光位移計來測試CAARC 標(biāo)準模型頂部位移響應(yīng).在模型頂部截面的長邊布置激光位移計2，用來監(jiān)測模型梁端x方向位移；在模型頂部截面的短邊布置激光位移計1，用來監(jiān)測模型梁端y方向位移，如圖1、圖2 所示.激光位移計分辨率為0.2 mm，采樣頻率為200 Hz，可以進行200 mm 長距離測量，試驗時設(shè)定采樣時間為40 s.

表3 CAARC標(biāo)準模型下?lián)舯┝髟囼灩rTab.3 CAARC standard model downhurst test conditions

2 下?lián)舯┝黠L(fēng)場試驗?zāi)M

2.1 平均風(fēng)速剖面

圖4為沿高度分布的下?lián)舯┝黠L(fēng)場測點布置圖.圖5 為試驗得到的下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速剖面與經(jīng)驗風(fēng)剖面對比.由圖5 可知，試驗得到的下?lián)舯┝黠L(fēng)速剖面開始時風(fēng)速隨高度的增加而增加，達到一定高度后，風(fēng)速隨高度的增加而減??；大氣邊界層B 類風(fēng)場風(fēng)速剖面隨著高度的增加，風(fēng)速一直隨之增加.試驗所得下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面與下?lián)舯┝鹘?jīng)驗風(fēng)剖面兩者吻合較好.

圖4 下?lián)舯┝黠L(fēng)場測點布置（單位：mm）Fig.4 Layout of measuring points for the downburst wind field（unit：mm）

圖5 試驗水平風(fēng)速剖面與經(jīng)驗風(fēng)剖面比較Fig.5 Comparison between experimental horizontal wind speed profile and empirical wind profile

2.2 下?lián)舯┝髟囼烇L(fēng)速時程

圖6 為當(dāng)來流風(fēng)速V=8.0 m/s 時，試驗得到測點P4 下?lián)舯┝魉沧冿L(fēng)速.從圖6 可以看出，時變平均風(fēng)速分別在t=11.0 s 和22.0 s 處出現(xiàn)顯著峰值.監(jiān)測點對應(yīng)的最大瞬時風(fēng)速為15.0 m/s.此外，第一個峰值的突變持續(xù)時間為12 s，對應(yīng)于原型下?lián)舯┝鞯某掷m(xù)時間為480 s，接近原型下?lián)舯┝黠L(fēng)速突變的持續(xù)時間為5～10 min［18-19］.

圖6 下?lián)舯┝髟囼炈沧冿L(fēng)速Fig.6 Result of the experimental transient wind velocities of downburst

2.3 下?lián)舯┝髅}動風(fēng)湍流度

下?lián)舯┝魍牧鞫菼u(t)可表示為：

式中：t為時間參數(shù)；σu(t)為脈動風(fēng)速u在時距T內(nèi)的標(biāo)準差為時變平均風(fēng)速.參考文獻［20-21］計算下?lián)舯┝黠L(fēng)速的方法，取時距T=30 s（折合時距為0.75 s）以計算脈動風(fēng)速標(biāo)準差σu(t)和時變平均風(fēng)速.圖7（a）為不同測點試驗?zāi)M下?lián)舯┝鞯拿}動風(fēng)速湍流度隨時間的變化情況.從圖7（a）可以看出，在時間段Ⅱ（7.5～15.0 s）期間，脈動風(fēng)速的湍流度分別比時間段I 和Ⅲ大.表4 為三個時間段不同監(jiān)測點脈動風(fēng)速湍流度特征參數(shù)的統(tǒng)計值.由表4 可知，在時間段Ⅰ和Ⅱ中，P1 和P2 的脈動風(fēng)速的湍流度平均值大于P3～P7 的湍流度平均值.在時間段Ⅱ中，脈動風(fēng)速的湍流度平均值在0.11～0.20 之間，接近文獻［22-23］推薦的湍流度平均值0.05～0.12.湍流度的最大值在0.21～0.38之間.

表4 下?lián)舯┝髟囼灻}動風(fēng)速湍流度的統(tǒng)計參數(shù)Tab.4 Statistical parameters of the turbulence intensities of the tested downburst fluctuating wind speeds

圖7 下?lián)舯┝髟囼烇L(fēng)場湍流度Fig.7 Turbulence intensities of the fluctuating wind velocity of simulated downburst outflow

圖7（b）為下?lián)舯┝髟囼烇L(fēng)場湍流度與經(jīng)驗湍流度值對比.由圖7（b）可知，下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)速的湍流度大于下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場湍流度.下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場湍流度的平均值約為0.17，略大于經(jīng)驗值Iu=0.08～0.11［24］.此外，下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場湍流度最大值的平均值約為0.28，接近文獻［25］建議值Iu=0.25.

2.4 下?lián)舯┝髅}動風(fēng)功率譜

圖8 為來流風(fēng)速為V=8.0 m/s 時，測點P4 下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場測試的風(fēng)速脈動風(fēng)功率譜與《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》（JTG/T 3360-01―2018）［26］推薦的Simiu 譜之對比.由圖8 可知，在低頻部分，試驗脈動風(fēng)功率譜值比規(guī)范譜［26］推薦的Simiu 譜值??；在高頻部分，試驗脈動風(fēng)功率譜值比規(guī)范譜推薦的Si?miu 譜值偏低.

圖8 試驗脈動風(fēng)功率譜與規(guī)范譜對比Fig.8 Comparison between the tested fluctuating wind powerspectrum under downburst transient wind field and code spectrum

3 CAARC 模型試驗結(jié)果分析

3.1 位移響應(yīng)

試驗得到下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場、穩(wěn)態(tài)風(fēng)場和大氣邊界層風(fēng)場作用下CAARC 試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng).圖9為CAARC 模型頂部位移響應(yīng)曲線（風(fēng)偏角β=0°）.由圖9 可知，CAARC 試驗?zāi)Ｐ驮谙聯(lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場、穩(wěn)態(tài)風(fēng)場作用下，模型頂部x、y方向位移幅值變化較大；大氣邊界層B 類風(fēng)場下模型頂部x、y方向位移幅值變化較小.以來流風(fēng)速V=8.0 m/s 為例，試驗?zāi)Ｐ驮贐-type BL、SD 和TD 風(fēng)場下x方向的最大位移分別為-4.659 mm、6.142 mm 和-7.755 mm；試驗?zāi)Ｐ驮贐-type BL、SD 和TD 風(fēng)場下y方向的最大位移分別為5.279 mm、10.077 mm和7.542 mm.

圖9 CAARC模型頂部沿x和y方向位移響應(yīng)曲線Fig.9 Time histories of the displacements at the top of the CAARC model in x-and y-direction

3.2 位移響應(yīng)譜

圖10 為CAARC 模型頂部位移響應(yīng)譜.由圖10可知，在SD 和TD 風(fēng)場下，CAARC 模型頂部x方向上的位移響應(yīng)振幅明顯大于在B-type BL 風(fēng)場下的CAARC 模型頂部x方向上的位移響應(yīng)振幅.表5 為不同來流風(fēng)速和不同風(fēng)場下試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)主頻頻率.由表5 可知：①在相同風(fēng)場下，不同來流風(fēng)速下試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)主頻頻率變化不大.②在x方向，在TD 和SD 風(fēng)場下位移響應(yīng)主頻頻率平均值7.8 Hz，等于試驗?zāi)Ｐ蛯崪yx方向自振頻率7.8 Hz；在B-type BL 風(fēng)場下，試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)主頻頻率平均值為7.3 Hz，與試驗?zāi)Ｐ蛯崪yx方向自振頻率相差6.4%，基本接近于試驗?zāi)Ｐ妥哉耦l率.③在y方向，在TD 和SD 風(fēng)場下位移響應(yīng)主頻頻率平均值為7.2 Hz、7.1 Hz，與試驗?zāi)Ｐ蛯崪yy方向自振頻率相差8.8%、10.1%，這是由于試驗裝置主要模擬水平方向下?lián)舯┝黠L(fēng)場的緣故；在B-type BL 風(fēng)場下，試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)主頻頻率平均值為7.6 Hz，與試驗?zāi)Ｐ蛯崪yy方向自振頻率相差3.8%，基本接近于試驗?zāi)Ｐ妥哉耦l率.

表5 不同來流風(fēng)速和不同風(fēng)場下試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)主頻頻率Tab.5 Main frequency of displacement response of test model under different incoming wind speeds and different wind fields Hz

圖10 CAARC模型頂部沿x和y方向位移響應(yīng)譜Fig.10 Amplitude spectra of the displacements at the top of the CAARC model in x-and y-direction

3.3 位移響應(yīng)RMS值

為了研究風(fēng)偏角對CAARC 試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)的影響，分析了風(fēng)偏角β分別為0°、45°和90°時CAARC 模型的風(fēng)致振動響應(yīng)，并計算了模型頂部振動位移響應(yīng)均方根RMS 值.圖11 為在不同風(fēng)場和風(fēng)偏角下，CAARC 模型頂部位移響應(yīng)RMS最大值與來流風(fēng)速關(guān)系曲線.其中橫坐標(biāo)采用無量綱風(fēng)速V/(fB)、V/(fL)（f為試驗?zāi)Ｐ脱豿、y方向的測試頻率；模型橫截面寬度B=0.15 m，模型橫截面長度L=0.23 m），縱坐標(biāo)采用無量綱位移y/B、x/L.從圖11（a）可以看出，隨著來流風(fēng)速的增加，模型頂部x方向脈動風(fēng)位移響應(yīng)時變RMS 最大值隨之增大.在不同風(fēng)偏角下，TD 和SD 風(fēng)場CAARC 模型頂部x方向的位移RMS 最大值顯著大于B 類BL 風(fēng)場下的CAARC 模型位移RMS 最大值.由圖11（b）可知，在不同風(fēng)場和風(fēng)偏航角下，CAARC 模型頂部y方向位移RMS 最大值表現(xiàn)了類似變化特征.

圖11 不同風(fēng)場和風(fēng)偏角下CAARC模型頂部位移響應(yīng)RMS最大值與來流風(fēng)速關(guān)系Fig.11 The maximum RMS displacement at the CAARC model top vs.incoming wind velocity for different wind fields and wind yaw angles

4 結(jié)論

利用下?lián)舯┝髂M裝置在邊界層風(fēng)洞中進行了下?lián)舯┝黠L(fēng)場試驗，在此基礎(chǔ)上進行CAARC 試驗?zāi)Ｐ驮谙聯(lián)舯┝黠L(fēng)場和大氣邊界層B 類風(fēng)場下風(fēng)洞試驗.可以得到如下結(jié)論：

1）開發(fā)的基于邊界層風(fēng)洞的下?lián)舯┝鞒隽黠L(fēng)速模擬試驗裝置可在大氣邊界層風(fēng)洞中進行下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速風(fēng)場的模擬，可進行建筑結(jié)構(gòu)在下?lián)舯┝髯饔孟碌娘L(fēng)洞試驗.

2）在相同風(fēng)場下，不同來流風(fēng)速對試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)主頻頻率影響不大.在x方向，在TD 和SD 風(fēng)場下位移響應(yīng)主頻頻率平均值為7.8 Hz，等于試驗?zāi)Ｐ蛯崪yx方向自振頻率7.8 Hz；在B-type BL 風(fēng)場下，試驗?zāi)Ｐ臀灰祈憫?yīng)主頻頻率平均值為7.3 Hz，與試驗?zāi)Ｐ蛯崪yx方向自振頻率相差6.4%，基本接近于試驗?zāi)Ｐ妥哉耦l率.

3）CAARC 試驗?zāi)Ｐ晚敳縳、y方向脈動風(fēng)位移響應(yīng)時變RMS 最大值隨來流風(fēng)速增大而增大.在不同風(fēng)偏角下，下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場、下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場下試驗?zāi)Ｐ晚敳縳、y方向的位移RMS 最大值分別大于大氣邊界層B 類風(fēng)場下的試驗?zāi)Ｐ晚敳縳、y方向位移RMS最大值.

需要說明的是，本文研究了CAARC 高層建筑標(biāo)準模型在下?lián)舯┝髋c大氣邊界層風(fēng)場作用下風(fēng)振響應(yīng).后續(xù)將對不同風(fēng)場作用下試驗?zāi)Ｐ惋L(fēng)荷載特性作進一步研究.