李永貴,全 嘉,李 毅,嚴佳慧,胡 陽

(1. 湖南科技大學 土木工程學院,湖南 湘潭 411201; 2. 湖南科技大學 結(jié)構(gòu)抗風與振動控制湖南省重點實驗室,湖南 湘潭 411201)

0 引言

圓柱繞流是結(jié)構(gòu)風工程領(lǐng)域的一個經(jīng)典問題,相較于有銳邊的鈍體,圓形截面的繞流特性會受到更多因素的影響,如長細比,表面粗糙度、雷諾數(shù)(Re)、湍流特性等。黃伯城等[1]采用剛性模型測壓試驗,研究了不同長細比下圓形截面柱體中心局部氣動力特性和風壓分布特點。李會知等[2]以二維圓柱為試驗對象,采用風洞試驗的方法,研究了不同表面粗糙度下圓柱的平均風壓分布情況和平均阻力特性,結(jié)果表明:增大圓柱的表面粗糙度會減小背風面風壓絕對值,同時也會減小圓柱的阻力系數(shù)。王漢封等[3]將長徑比為5的懸臂圓柱置于均勻流中,研究了圓柱的雷諾數(shù)效應,并與二維圓柱進行了對比。孫毅等[4-5]發(fā)現(xiàn)圓形截面高層建筑平均阻力系數(shù)隨湍流強度的增大而減小,并研究了不同湍流強度下圓形截面高層建筑底部、中部和頂部3個部位的層風力功率譜特性。卞榮等[6]以長徑比為2的懸臂圓柱為研究對象,在層流來流和湍流來流兩類風場下進行風洞試驗,結(jié)果表明,在湍流強度的影響下懸臂圓柱脈動風壓峰值位置與層流來流超臨界雷諾數(shù)下的結(jié)果一致。KWOK[7]將圓柱置于均勻流和自由湍流兩類風場下進行了風洞試驗,結(jié)果表明,來流湍流強度增大,會影響圓柱表面平均風壓的分布,并導致整體阻力的減小。YOUNIS等[8]通過風洞試驗也得到了增大湍流強度會使得平均阻力系數(shù)減小的結(jié)論,并討論了湍流積分尺度對圓柱阻力系數(shù)的微妙影響。ZAN[9]在雷諾數(shù)為105～7×107范圍里進行了光滑圓柱的風洞試驗,結(jié)果表明,湍流對流動狀態(tài)有很大的影響,其促進了強相干脫落的恢復。

上述研究大都以二維圓柱為試驗對象且多在均勻流中進行的試驗,對于湍流特性的影響更多關(guān)注的是湍流強度,極少關(guān)注湍流積分尺度。李正農(nóng)等[10]通過試驗發(fā)現(xiàn),在D類地貌時高層建筑的平均風壓系數(shù)相比較于B類風場減小。張明月等[11]在B、C、D三類風場下對不同高寬比的矩形高層建筑進行測壓試驗,發(fā)現(xiàn)隨著湍流強度的增大,高層建筑迎風面的脈動風力增大明顯。劉鋼等[12]在A、B、C、D四類風場下進行了多自由度氣動彈性試驗,試驗結(jié)果表明隨著湍流強度的增加,方形高層建筑順風向氣動阻力比的增長速率逐漸減緩,橫風向與順風向的加速度響應逐漸減小。YASUHARU等[13]以二維矩形柱為研究對象,發(fā)現(xiàn)湍流積分尺度和湍流強度對模型表面平均風壓有著明顯的影響。SAATHOFF等[14]、SHU等[15]均以Lx/D(順風向湍流積分尺度與迎風面寬度的比值)為變量,以平板為試驗對象,通過格柵調(diào)試出不同湍流特性的風場,研究了結(jié)構(gòu)表面平均風壓系數(shù)、脈動風壓系數(shù)、峰值風壓等隨湍流強度以及Lx/D的變化規(guī)律。LI等[16]以CAARC模型為研究對象,研究了不同湍流強度和湍流積分尺度的影響下高層建筑表面壓力變化規(guī)律,結(jié)果表明當Lx/D>4.25時,建筑表面平均壓力系數(shù)會發(fā)生改變。劉奕等[17]研究了湍流強度和湍流積分尺度對不同寬深比建筑的平均、脈動和極值風壓的影響規(guī)律,結(jié)果表明,隨著積分尺度的減小,模型迎風面和背風面的風壓值減小。上述研究結(jié)果是否適用于圓形截面高層建筑仍值得探討。

以高徑比為8∶1的圓形高層建筑模型為試驗對象,在自主調(diào)試的不同湍流特性風場下進行了風洞測壓試驗,研究了湍流強度和湍流積分尺度單參數(shù)變化對圓形高層建筑風荷載的影響規(guī)律,總結(jié)了湍流特性對圓形截面高層建筑風荷載的影響特征。

1 試驗概況

1.1 風場模擬

風洞試驗在湖南科技大學風工程試驗研究中心進行,該試驗中心擁有一座大氣邊界層風洞,流場性能良好。采用多排高度不同的矩形板交錯布置,搭配粗糙元,按照GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》調(diào)試出縮尺比為1∶400的C類地貌風場,并在此基礎(chǔ)上調(diào)試出積分尺度基本不變,而湍流強度沿高度整體增加值約3%的CI風場以及湍流強度基本不變,積分尺度沿高度有規(guī)律依次減小CL1風場和CL2風場。風場模擬具體布置見專利[18]。四類風場的平均風速剖面、湍流強度剖面、湍流積分尺度剖面以及脈動風速譜如圖1所示,圖中Uz為調(diào)試風場時高度z處來流方向平均風速;UH為調(diào)試風場時0.8 m高度處來流方向平均風速;Lx為換算后的實際湍流積分尺度。脈動風速譜與Karman譜結(jié)果較為一致。

圖1 不同湍流特性風場的流場參數(shù)

1.2 試驗模型與試驗方案

試驗模型為高徑比為8∶1的圓形高層建筑,縮尺1∶400后模型的尺寸為H×D=800 mm×100 mm。模型選用ABS板制作,測點與掃描閥之間采用直徑1 mm、長度850 mm的PVC管連接,可忽略管路頻響函數(shù)的影響[19]。模型每層布置34個測點,沿高度布置12層。對模型表面測點的風壓數(shù)據(jù)進行同步采集時,采用采樣頻率為333 Hz的電子掃描閥,設(shè)定采樣時間為30 s。試驗時規(guī)定來流風向正對圓形截面1號測點,即為0°風向角。模型測點布置與風洞試驗如圖2所示。

圖2 模型測點布置及風洞試驗圖

2 試驗結(jié)果分析

考慮到高層建筑在頂層受三維繞流的影響較大,以2/3H高度處的G層試驗結(jié)果進行風壓與層風力特性的分析。

2.1 風壓系數(shù)

風壓系數(shù)按式(1)～式(3)進行計算:

(1)

(2)

(3)

式中:Cpi(t)為圓形模型測點i的風壓系數(shù)時程;Pi(t)為任意測點的實測風壓時程;P0為試驗時模型頂部0.8 m位置的參考靜壓;ρ為試驗時的空氣密度;N為采樣次數(shù)。

圖3給出了模型在五類風場(包括均勻風場)0°風向角下2/3H處的風壓系數(shù)對比情況?？梢钥闯?湍流特性的改變對圓形截面建筑的風壓分布形狀的影響不大,這是因為試驗風速穩(wěn)定在10 m/s左右,對應的雷諾數(shù)沒有發(fā)生改變,旋渦脫落的規(guī)律不會發(fā)生改變。為便于對比,下文試驗結(jié)果的大小均以其絕對值為準。

圖3 G層風壓系數(shù)

從圖3(a)可以看出,當湍流強度增大時,最大平均風壓值相較于基準場來說幾乎沒有改變;最小負平均風壓值從基準C類風場的-0.81增大到-0.94,增幅為16.0%,并在到達分離點之前影響效果持續(xù)降低;在到達背風面分離點之后(即12號測點之后),漩渦脫落又再附著,導致背風面平均風壓系數(shù)絕對值略微減小。隨著湍流積分尺度的減小,駐點位置的最大平均風壓值持續(xù)減小,從基準C類風場的0.83降至CL2風場的0.76,降幅達8.4%。同時可以看出,湍流積分尺度的影響范圍主要維持在背風面分離點之后。在背風面分離點之后,CL1風場的平均風壓系數(shù)相比基準場略有減小,CL2風場的平均風壓在背風面與基準場的差值在0.08左右,降幅為15.8%,維持絕對值減小的趨勢,其原因可能是湍流積分尺度減小促使分離流更早再附[17]。

從圖3(b)可以看出,脈動風壓系數(shù)整體形狀呈現(xiàn)“M”形,兩側(cè)尖峰對應的位置為側(cè)風面漩渦脫落位置附近,這是因為漩渦脫落的存在,增大了側(cè)風面的吸力,增強了局部湍流強度,而湍流強度的增加進一步擴大了這一影響。湍流積分尺度表征了脈動風的平均渦旋尺度,隨著湍流積分尺度的減小,脈動風的影響也隨之減小,CL1風場相較于基準C類風場差異不明顯,但可以看出其值是減小的;當湍流積分尺度再度減小時,差異被放大,CL2風場整體相比較于基準C類風場,各測點的脈動風壓系數(shù)平均減小約16.1%,最大差值出現(xiàn)在測點18位置附近,其降幅達19.1%。可見,湍流積分尺度對圓形高層建筑脈動風壓存在較大影響。

2.2 三分力系數(shù)

層風力系數(shù)按式(4)～式(5)計算:

(4)

(5)

(6)

式中:CD(z)、C′D(z)、C′L(z)分別為層平均阻力系數(shù)、層脈動阻力系數(shù)、層脈動升力系數(shù);FD(z)、σFD(z)、σFL(z)分別為層平均阻力、層脈動阻力、層脈動升力;A(z)為各層受風面積;qH為模型頂部高度處的來流風速壓。其它未給出的橫風向和扭轉(zhuǎn)向的風力系數(shù),因為其值接近于零,本節(jié)中不討論。

2.2.1 層風力系數(shù)

圖4給出了模型在五類風場下層風力系數(shù)沿建筑高度的變化情況,考慮到近地面粗糙度的影響,僅討論0.36H高度及以上部分的試驗結(jié)果?？梢钥闯?層平均阻力隨高度的增加而增大,在靠近頂部增大趨勢略有減小,這是因為頂部受到三維繞流的影響[20]。

圖4 湍流特性對層風力系數(shù)的影響

從圖4可以看出,湍流強度對阻力系數(shù)的影響較為復雜,湍流強度的增大,導致模型層平均阻力系數(shù)的減小,其原因可能是在大湍流強度的作用下,層流向湍流轉(zhuǎn)捩加快,進一步使得來流沿建筑表面的分離剪切層再附增強[21],導致背風面的平均風壓系數(shù)絕對值減小,使得平均阻力系數(shù)減小;而對層脈動阻力系數(shù)來說,湍流強度的增大導致脈動風的攜帶能量增大,故而CI風場較基準C類風場的脈動阻力系數(shù)增大。湍流強度相較于湍流積分尺度,對圓形高層建筑的脈動升力系數(shù)影響要大得多,湍流強度的增大,導致脈動升力系數(shù)急劇增大。

與基準C類風場相比,隨著湍流積分尺度的減小,阻力系數(shù)逐漸減小,且湍流積分尺度減小得越多,層平均阻力系數(shù)與層脈動阻力系數(shù)降幅越大。湍流積分尺度對橫風向的層脈動升力系數(shù)影響不大,可以忽略。整體而言,層脈動升力系數(shù)比層脈動阻力系數(shù)大,說明圓形高層建筑所受的橫風向激勵主要由漩渦脫落控制,且比順風向激勵強烈[22]。

2.2.2 層風力功率譜

圖5給出了圓形高層建筑模型2/3H處的層風力功率譜隨湍流特性的變化情況。圖中f為風頻率,S(f)為層風力功率譜密度函數(shù),σ2為脈動風力方差,分別以下標D為順風向,L為橫風向;UH為建筑頂點風速。

圖5 2/3 H處脈動風力功率譜

從圖5(a)可以看出,模型在湍流特性影響下的順風向?qū)语L力功率譜相差不大,譜曲線基本重合,呈現(xiàn)出寬頻特征。圖5(b)中顯示模型的橫風向?qū)语L力功率譜出現(xiàn)明顯的尖峰,相對應的無量綱頻率即為斯脫羅哈數(shù)(Strouhal number),說明圓形高層建筑橫風向主要受漩渦脫落頻率的影響?？梢钥闯?隨著湍流強度的增大,譜峰個數(shù)也增多,CI場下橫風向?qū)语L力功率譜出現(xiàn)2個峰值,分別對應折減頻率為0.1403和0.1567,說明湍流強度的增加,圓形高層建筑在橫風向表現(xiàn)為多頻率脈動,呈現(xiàn)多頻率脫落[23]。同時隨著湍流積分尺度的減小,其尖峰對應的折減頻率從0.141附近提高到了0.156附近。

2.3 基底力矩系數(shù)

基底無量綱力矩系數(shù)按式(7)～式(9)計算:

(7)

(8)

(9)

2.3.1 基底力矩系數(shù)

圖6給出了不同湍流特性下的基底彎矩系數(shù)對比圖。在本次試驗中,湍流強度增大的CI風場相比較于湍流積分尺度略微減小的CL1風場對順風向平均基底彎矩系數(shù)的影響大,當湍流積分尺度繼續(xù)減小時,其影響效果遠不如CL2風場。湍流強度的增加導致脈動基底彎矩系數(shù)增大,尤其對橫風向脈動基底彎矩系數(shù)影響明顯,增幅達14.2%,這同樣說明增大湍流強度會使得脈動風蘊含的能量增大。

圖6 基底力矩系數(shù)

隨著湍流積分尺度的減小,CL1、CL2風場的順風向基底彎矩系數(shù)相比較于基準C類風場均減小,且湍流積分尺度越小,順風向平均基底彎矩系數(shù)降幅越大,CL1風場和CL2風場降幅分別為4.2%和15.8%;同樣,CL1風場和CL2風場的順風向脈動基底彎矩系數(shù)相比較于基準C類風場的降幅分別為8.3%和21.7%。湍流積分尺度對橫風向脈動基地彎矩系數(shù)影響不大,可以忽略。

2.3.2 基底力矩功率譜

圖7 基底力矩功率譜

從圖7中可以看出,基底力矩功率譜的分布趨勢與圖5的層風力功率譜十分類似。圖7(a)顯示了模型的順風向基底彎矩功率譜,可以發(fā)現(xiàn)在不同湍流特性下的順風向基底彎矩功率譜的趨勢基本相同,呈現(xiàn)出寬頻特征。圖7(b)顯示了模型的橫風向基底彎矩功率譜,在湍流特性的影響下,模型的峰值相較于均勻風場左移,峰值更大,但對應折減頻率有所降低,但總體上不隨湍流特性的改變而改變,在0.15左右波動。

3 結(jié)論

本文研究了圓形高層建筑在不同湍流特性下風荷載的變化規(guī)律,得到如下結(jié)論:

1)湍流強度的增大會使得脈動風壓系數(shù)明顯增大,層平均阻力系數(shù)減小;隨著湍流積分尺度的減小,CL2風場在分離點之后的背風面平均風壓系數(shù)減小15.8%;脈動風壓系數(shù)減小16.1%;層平均與脈動阻力減小。

2)湍流強度增大,橫風向脈動基底彎矩系數(shù)增大14.2%;湍流積分尺度減小,CL2風場的順風向平均和脈動基底彎矩系數(shù)分別降低15.8%和22.7%,但試驗范圍內(nèi)的湍流積分尺度對橫風向基底彎矩系數(shù)的影響可以忽略。

3)湍流特性對順風向?qū)语L力功率譜和基底力矩功率譜影響不大,均呈現(xiàn)寬頻特征;橫風向?qū)语L力功率譜隨著湍流強度的增大,譜峰數(shù)量增加;隨著湍流積分尺度的減小,譜峰對應折減頻率不斷增大。湍流特性對基底力矩功率譜影響不大。