李方慧, 張智博, 張?zhí)? 范佳紅, 尚靖淳

(黑龍江大學(xué) 建筑工程學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150080)

隨著建筑物的密集程度增加,建筑間的干擾問題日益突出。此類問題導(dǎo)致建筑表面風(fēng)壓分布變化,進(jìn)而影響圍護(hù)結(jié)構(gòu)的安全性甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體破壞。英國渡橋電廠下游冷卻塔破壞[1]和美國漢考克大樓圍護(hù)結(jié)構(gòu)脫落[2]均由風(fēng)干擾效應(yīng)產(chǎn)生,可見對建筑間的風(fēng)壓干擾效應(yīng)應(yīng)該給予足夠的重視。

早期的風(fēng)荷載研究主要基于單體建筑為研究對象[3-8],逐步擴(kuò)展為多建筑間的干擾效應(yīng)研究。Gu[9]對不同排列下建筑的風(fēng)壓干擾效應(yīng)進(jìn)行研究,結(jié)果表明并列工況的放大效應(yīng)尤其嚴(yán)重。謝壯寧[10]、朱劍波[11]、劉慕廣[12]、Mara[13]基于高頻測力天平風(fēng)洞試驗,歸納2個高層建筑不同空間位置下的氣動干擾效應(yīng),并總結(jié)出建筑干擾包絡(luò)圖與干擾因子規(guī)律曲線。Yu等[14-16]系統(tǒng)對比了2棟不同高度的高層建筑間的扭轉(zhuǎn)干擾效應(yīng)和加速度干擾效應(yīng),發(fā)現(xiàn)高度比為1.0和1.5時,受擾建筑的基底彎矩增大作用最顯著。Hui[17-18]分析了方形建筑與矩形建筑(長寬比為3)間的干擾效應(yīng),結(jié)果顯示方形建筑的平均和脈動扭矩可分別達(dá)到單體狀態(tài)的3倍和1.6倍,建筑角部的最小極值壓力比單體方柱高40%。Yan[19-20]采用計算流體力(computational fluid dynamics)數(shù)值模擬方法,對城市中心高層雙塔間的風(fēng)荷載、風(fēng)致振動和氣動干擾效應(yīng)進(jìn)行了研究,并提出了基于剛度映射算法的高層建筑風(fēng)效應(yīng)及舒適度評估分析框架。

針對方形與矩形建筑間的干擾效應(yīng),國內(nèi)外學(xué)者取得了一定研究成果,但對切角截面建筑考慮較少,而實際工程中,切角處理的建筑并不少見。文獻(xiàn)[21]表明,切角能夠大幅改善結(jié)構(gòu)的氣動性能。當(dāng)切角率為10%時,建筑橫風(fēng)向和順風(fēng)向的風(fēng)致位移響應(yīng)能減少35%左右[22-23]。采用切角處理的建筑周圍分離渦的數(shù)量、形態(tài)及其尺寸均發(fā)生了明顯改變[24],進(jìn)一步導(dǎo)致建筑間的氣動干擾效應(yīng)和風(fēng)壓干擾效應(yīng)存在差異[25-27]?；诖?本文采用大渦模擬方法,對均勻流場下的三維方柱進(jìn)行網(wǎng)格收斂性分析和模擬方法的驗證,并基于切角方柱的氣動力系數(shù)與風(fēng)壓分布特征,分析不同間距下并列雙切角方柱的氣動力系數(shù)變化特點和干擾因子分布規(guī)律。

1 大渦模擬及數(shù)據(jù)處理方法

1.1 大渦模擬

在結(jié)構(gòu)抗風(fēng)研究中,流體被視為黏性不可壓縮,假定過濾過程和求導(dǎo)過程可以互換,將N-S方程做過濾,得到大渦模擬的控制方程為:

(1)

(2)

本文采用Dynamic Smagorinsky亞格子模型:

(3)

1.2 計算域及網(wǎng)格劃分

計算域及模型尺寸見圖1,方柱邊長為L=0.1 m,豎向高度為4L,切角對應(yīng)直角邊長D=λL,λ=0.1。計算域大小為40L(流向x)×(20L+B)(展向y)×4L(豎向z),B為兩方柱中心間距。網(wǎng)格采用非均勻結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,采用加密處理的近壁面網(wǎng)格如圖2所示,最小網(wǎng)格高度為5×10-4L,網(wǎng)格總數(shù)控制在150萬～200萬。計算域邊界條件如圖3所示,入口為速度入口(velocity-inlet),采用風(fēng)速為U0的均勻來流;出口為壓力出口(pressure-outlet);上、下表面以及兩側(cè)面均采用對稱邊界條件(symmetry)模擬自由滑移壁面;方柱表面采用無滑移壁面(wall)。壓力速度耦合采用SIMPLEC法求解,動量方程采用二階精度的離散格式。

圖1 計算域尺寸Fig.1 Computational domain size

圖2 近壁面網(wǎng)格劃分Fig.2 Near-wall mesh generation

圖3 計算域網(wǎng)格及邊界條件Fig.3 Computational domain grids and boundary conditions

1.3 數(shù)據(jù)處理方法

為了便于結(jié)果對比,對文中出現(xiàn)的表面風(fēng)壓、升力和阻力均進(jìn)行無量綱化處理:

(4)

(5)

(6)

采用峰值因子法估算各測點的極值風(fēng)壓系數(shù):

(7)

式中:σp為測點風(fēng)壓系數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差;g為峰值因子。

對于峰值因子的取值,在GB 50009-2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中,假設(shè)結(jié)構(gòu)滿足高斯分布,建議g取2.5,置信率可達(dá)99.38%。但實際上,結(jié)構(gòu)存在非高斯區(qū)域,在滿足規(guī)范所要求的保證率下,峰值因子取值會增大。本文采用觀察極值法和全概率迭代法結(jié)合計算峰值因子,置信率為99.50%。

為了更直觀地表示方柱間的干擾效應(yīng),根據(jù)風(fēng)壓分布情況將方柱每個立面分為9個區(qū)域,切角從A～D編號,如圖4所示。采用各區(qū)域測點極值風(fēng)壓系數(shù)的最大值作為各區(qū)域的極值風(fēng)壓系數(shù),引入塊干擾因子BIF0來描述方柱的干擾大小:

圖4 測點布置與立面分塊Fig.4 Sketch of tapping location and blocking region of facade

(8)

考慮到由于切角測點分布較少,采用BIF0并不能準(zhǔn)確的描述角部干擾的分布規(guī)律,進(jìn)一步采用測點風(fēng)壓系數(shù)干擾因子IF0進(jìn)行分析:

(9)

2 網(wǎng)格收斂性分析與結(jié)果驗證

表1 網(wǎng)格收斂性分析與結(jié)果對比Table 1 Analysis of grid convergence and comparison of results

為了進(jìn)一步驗證Case3網(wǎng)格的精確性,對比Case3模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[7-8]結(jié)果的平均風(fēng)壓系數(shù)(圖5)和脈動風(fēng)壓系數(shù)(圖6)曲線,模擬結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果的2種曲線吻合。

圖5 平均風(fēng)壓系數(shù)比較Fig.5 Comparison of average wind pressure coefficients

圖6 脈動風(fēng)壓系數(shù)比較Fig.6 Comparison of fluctuating wind pressure coefficients

數(shù)值模擬的平均風(fēng)壓系數(shù)與文獻(xiàn)值最大偏差不超過3%,對于脈動風(fēng)壓系數(shù)來說,本文對迎風(fēng)面和背風(fēng)面的模擬結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果相差不超過5%,但方柱側(cè)立面的模擬結(jié)果平均值與文獻(xiàn)[8]試驗值相比大13%,產(chǎn)生這些差距的原因是因為數(shù)值模擬是在理想條件下進(jìn)行的分析,而在試驗過程中,會有影響試驗結(jié)果的因素,如模型縮尺比、入流風(fēng)場的精度等。綜合上述的對比結(jié)果,整體的大渦模擬結(jié)果能夠比較精確地反應(yīng)方柱的各項氣動力數(shù)值和風(fēng)壓結(jié)果,表明本文的網(wǎng)格模型與參數(shù)取值具有良好的精確性和可靠性。

3 干擾效應(yīng)的結(jié)果與討論

3.1 氣動干擾效應(yīng)

圖7給出了方柱1和方柱2的氣動力系數(shù)隨間距比的變化曲線,由圖7可見:

圖7 氣動力系數(shù)隨間距比的變化曲線Fig.7 Aerodynamic coefficients vary with spacing ratio

1)當(dāng)1.2≤B/L<2.5時,兩方柱的平均阻力系數(shù)無規(guī)律波動且數(shù)值相差較大,說明此時流場仍然處于偏流狀態(tài)。B/L=1.5時,兩方柱系數(shù)差值最大,達(dá)到18%,間距比接近2.5時,系數(shù)趨于單體值。當(dāng)2.5≤B/L≤8.0時,兩方柱的平均阻力系數(shù)基本相同,與單方柱的值相比偏離程度不超過2%。

2)當(dāng)1.2≤B/L<2.5時,兩方柱的脈動升力系數(shù)逐漸增大并趨近于單方柱的值,脈動升力系數(shù)表現(xiàn)為減小效應(yīng)。當(dāng)2.5≤B/L<6.0時,兩方柱的脈動升力系數(shù)先減小后增大,最小值為0.22,出現(xiàn)在B/L=4.0處,脈動升力系數(shù)依然為減小效應(yīng)。當(dāng)6.0≤B/L≤8.0時,雙方柱脈動升力系數(shù)趨近于單方柱的值,最大誤差為3%?？傮w來看,兩方柱的脈動升力系數(shù)相差很小,變化規(guī)律一致。

3.2 流場分布

為了更直觀地分析流場分布特點,圖8給出了典型間距比下雙切角方柱的流場分布圖。當(dāng)B/L=1.2時,2個切角方柱后壁面各出現(xiàn)一個貼近壁面的小尺度渦,尾流通過間隙形成一個大尺度渦,旋渦脫落后隨尾流逐漸消失,小尺度渦的形成主要是由于切角的存在使剪切流變窄,剪切流遇到大尺度渦后產(chǎn)生回流,使渦旋更貼近壁面,此時處于偏流狀態(tài)。當(dāng)B/L=1.5時,后流場大尺度渦消失,轉(zhuǎn)變?yōu)樾〕叨葴u的脫落,流場中可以明顯觀察到小尺度渦有融合為大尺度渦的趨勢,流場向穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)變。當(dāng)B/L≥2.0時,尾流狀態(tài)轉(zhuǎn)為對稱渦,2個方柱的后流場互相干擾減小。

圖8 不同間距下流場分布Fig.8 Flow field distribution at different spacing

3.3 并列切角方柱的風(fēng)壓干擾效應(yīng)

由于并列雙切角方柱沿流向的對稱性,將方柱1考慮為施擾建筑,方柱2為受擾建筑,方柱1與方柱2間的位置關(guān)系見圖1。

3.3.1 相鄰立面(左立面)

方柱2的左立面即施擾建筑的相鄰立面,左立面隨距離的干擾因子(IF0)分布如圖9和圖10所示。當(dāng)B/L=1.2時,左立面平均風(fēng)壓IF0值和極值風(fēng)壓IF0值最大分別為1.01和0.73,整體表現(xiàn)為減小效應(yīng),出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能是由于切角的存在,增強(qiáng)了流體再附性,流體再附導(dǎo)致立面受到的風(fēng)壓力變大,進(jìn)而減弱了立面的負(fù)風(fēng)壓(表現(xiàn)為風(fēng)吸力),最終表現(xiàn)出減小效應(yīng)。當(dāng)B/L=1.5時,由于間距比的增加,流場干擾能力下降,切角的流體再附效果減弱,干擾效應(yīng)呈明顯的放大效應(yīng),此時平均風(fēng)壓IF0取最大值為3.31,極值風(fēng)壓IF0最大值為2.39。當(dāng)1.5≤B/L<6.0時,平均風(fēng)壓IF0值呈現(xiàn)明顯的規(guī)律分布,從立面迎風(fēng)側(cè)(立面右側(cè))到背風(fēng)側(cè)(立面左側(cè)),干擾因子逐漸減小,極值風(fēng)壓IF0值規(guī)律與平均風(fēng)壓IF0值規(guī)律相似,各間距比下IF0最大值均位于立面迎風(fēng)側(cè)。當(dāng)6.0≤B/L≤8.0時,平均風(fēng)壓IF0值與極值風(fēng)壓IF0值緩慢減小,當(dāng)B/L=8.0時,兩切角方柱相鄰立面仍然存在28%的放大干擾效應(yīng)。

圖9 左立面平均風(fēng)壓系數(shù)干擾因子Fig.9 IF0 contours for average wind pressure coefficients

圖10 左立面極值風(fēng)壓系數(shù)干擾因子分布Fig.10 IF0 contours for extreme wind pressure coefficients

3.3.2 右立面、迎風(fēng)面和背風(fēng)面

對于方柱的其他立面,采用塊干擾因子(BIF0)描述立面不同區(qū)域的干擾大小,圖11給出了3個立面不同間距下塊干擾因子的分布情況。當(dāng)B/L=1.2時,迎風(fēng)面BIF0值分塊變化,左側(cè)編號為1、4、7的區(qū)域表現(xiàn)為放大效應(yīng),位于1號區(qū)域,放大效應(yīng)最大為45%,右側(cè)3、6區(qū)域與背風(fēng)面和右立面均表現(xiàn)為減小效應(yīng),其中右立面BIF0值最小,僅為0.74。當(dāng)B/L=1.5時,3個立面的干擾效應(yīng)均達(dá)到峰值,其中迎風(fēng)面與背風(fēng)面靠近左立面(相鄰立面)的一側(cè)BIF0值最大,均達(dá)到2.00以上。當(dāng)B/L≥2.5時,各區(qū)域BIF0值變化幅度較小,并逐漸趨近于1。

圖11 各立面塊干擾因子分布Fig.11 BIF0 contours of windward facade, leeward facade

3.3.3 切角

基于方柱各立面的干擾結(jié)果,相鄰立面與迎風(fēng)面和背風(fēng)面的相臨側(cè)干擾效應(yīng)更明顯,因此對位于兩方柱相鄰側(cè)上的切角C和切角D的干擾效應(yīng)進(jìn)行研究,圖12為兩切角的極值風(fēng)壓IF0值隨高度(標(biāo)高見圖4)的分布結(jié)果。當(dāng)B/L=1.2時,2個切角表現(xiàn)為明顯的減小效應(yīng),切角D干擾因子為負(fù),與單體切角方柱相比,此處由風(fēng)吸力轉(zhuǎn)變?yōu)轱L(fēng)壓力,這是由于2個方柱距離過近,風(fēng)在進(jìn)入峽谷(兩方柱間的縫隙)時相互作用,產(chǎn)生風(fēng)壓力,改變了切角處的受力情況。這也解釋了迎風(fēng)面相鄰側(cè)的放大效應(yīng)產(chǎn)生原因。當(dāng)B/L=1.5時,前流場處的切角D仍然表現(xiàn)減小效應(yīng),但干擾因子由負(fù)變正,說明此時兩方柱的相互作用減弱,相互作用產(chǎn)生的風(fēng)壓力并不足以抵消風(fēng)吸力,因此表現(xiàn)為正值減小效應(yīng),隨著后續(xù)距離的增加,這種相互作用逐漸消失。后流場切角C表現(xiàn)為明顯的放大效應(yīng),干擾因子最大值為2.58,出現(xiàn)在切角頂部區(qū)域。當(dāng)B/L≥4.0時,干擾因子隨間距的增大不再變化,切角處的干擾逐漸消失。

圖12 不同標(biāo)高下切角干擾因子分布Fig.12 IF0 on chamfered corners at different elevations

4 結(jié)論

1) 并列方柱的氣動干擾效應(yīng)對切角的變化很敏感。與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比,切角方柱的氣動力系數(shù)有顯著減小。當(dāng)1.5≤B/L<2.5時,兩方柱的平均阻力系數(shù)呈放大效應(yīng),脈動升力系數(shù)呈減小效應(yīng)。當(dāng)2.5≤B/L≤8.0時,兩方柱的平均阻力系數(shù)與單體值偏離幅度不超過2%,脈動升力系數(shù)先減小后增大,B/L=4.0時取最小值為0.22。

2) 切角會改變小間距并列方柱的風(fēng)壓干擾效應(yīng)。當(dāng)B/L=1.2時,由于風(fēng)在峽谷入口壁面處相互作用,產(chǎn)生了風(fēng)壓力,風(fēng)壓力與建筑各立面和切角受力疊加,迎風(fēng)面相鄰側(cè)正壓疊加表現(xiàn)為放大效應(yīng),其余立面與切角均為減小效應(yīng),其中切角D干擾因子為負(fù)值,表現(xiàn)為風(fēng)壓力。由于本文在切角處的測點布置不夠多,所以切角處風(fēng)壓變化情況以及變化機(jī)理仍然有待進(jìn)一步試驗研究。

3) 切角產(chǎn)生的干擾效應(yīng)在相鄰壁面影響更廣,當(dāng)B/L=1.5時,受擾方柱的干擾因子取得最大值2.58,位于相鄰側(cè)后流場的切角C上。當(dāng)B/L≥4.0時,除左立面外的其他立面與切角的干擾效應(yīng)趨于消失,左立面仍然存在較大的干擾效應(yīng)。當(dāng)B/L=8.0時,兩方柱相鄰立面仍然存在28%的干擾效應(yīng)。