李秋勝, 劉 順

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.香港城市大學(xué)，香港 100013)

基于大渦模擬的平屋蓋錐形渦數(shù)值分析研究*

李秋勝1,2?, 劉 順1

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.香港城市大學(xué)，香港 100013)

采用大渦模擬(LES)對(duì)平屋蓋建筑受45°風(fēng)向角作用下的表面風(fēng)荷載問(wèn)題進(jìn)行了非穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬分析.通過(guò)與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比得出，大渦模擬能較好地捕捉到建筑物頂面出現(xiàn)的錐形渦及其特性.在此基礎(chǔ)上，研究了錐形渦作用下建筑物頂面平均風(fēng)壓與脈動(dòng)風(fēng)壓的分布，以及加設(shè)分隔擋板和不同高度的女兒墻對(duì)屋面風(fēng)壓分布和旋渦強(qiáng)度的影響.研究結(jié)果表明，基于Q準(zhǔn)則的旋渦判別法可以較好地識(shí)別斜風(fēng)向下屋面形成的錐形旋渦；在背風(fēng)區(qū)錐形渦與側(cè)面脫體渦相互作用并脫落，其影響將反饋至屋面旋渦上導(dǎo)致屋蓋兩個(gè)錐形渦強(qiáng)度以屋面對(duì)角線為軸交替波動(dòng)，此消彼長(zhǎng)；屋面女兒墻的存在使得兩個(gè)錐形渦之間的間隙變窄,旋渦足跡變闊，且屋面峰值吸力隨女兒墻高度的增加而迅速減小.

大渦模擬；錐形渦；Q準(zhǔn)則；交替波動(dòng)；女兒墻

當(dāng)風(fēng)以一定的角度吹過(guò)建筑物表面時(shí)，會(huì)產(chǎn)生復(fù)雜的流動(dòng)結(jié)構(gòu)，包括在屋頂角部的錐形渦和在背風(fēng)側(cè)面的脫體渦等.在建筑物屋面產(chǎn)生的錐形渦會(huì)產(chǎn)生很大的負(fù)壓區(qū)，從而使建筑物屋面等部位承受很大的壓差力.相關(guān)實(shí)測(cè)[1-2]及風(fēng)洞試驗(yàn)[3]研究表明，低矮房屋在屋蓋迎風(fēng)角部和迎風(fēng)前緣會(huì)遭受強(qiáng)風(fēng)吸力作用.而風(fēng)災(zāi)調(diào)查[4]也顯示，強(qiáng)風(fēng)造成的房屋破壞主要集中在低矮房屋的屋面角部、屋檐邊緣和屋脊等部位.綜上可知，錐形渦的存在是強(qiáng)風(fēng)地區(qū)建筑物受破壞的主要原因之一.

考慮到建筑物屋頂錐形渦的重要性，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者基于風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)對(duì)錐形渦進(jìn)行了研究.Kawai[5]利用速度測(cè)量得出了建筑物頂部錐形渦的具體結(jié)構(gòu)(45°風(fēng)向角下)，發(fā)現(xiàn)均勻?qū)恿飨碌腻F形渦強(qiáng)度強(qiáng)于湍流下錐形渦的強(qiáng)度，兩個(gè)錐形渦交替生成、耗散引起了表面壓力沿對(duì)角線不對(duì)稱的脈動(dòng)；Banks等[6]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)和對(duì)TTU建筑的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，運(yùn)用流場(chǎng)可視化技術(shù)研究發(fā)現(xiàn)在均勻?qū)恿髯饔孟聹u核處最大吸力的大小與錐形渦的大小成反比，而對(duì)于湍流作用下的屋頂最大吸力與錐形渦的大小并沒(méi)有類似的關(guān)系；Kawai[7]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)指出屋面局部負(fù)壓峰值的出現(xiàn)和在一定風(fēng)向角下屋面形成巨大強(qiáng)烈的錐形渦有關(guān)，并分析了在湍流作用下產(chǎn)生局部負(fù)壓峰值的條件，同時(shí)還探討了改變屋檐結(jié)構(gòu)形狀來(lái)減少負(fù)壓峰值的方法.國(guó)內(nèi)方面，陳學(xué)銳等[8]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了在錐形渦誘導(dǎo)下建筑物頂面風(fēng)荷載的特性，給出了在不同風(fēng)向角下壓力分布的結(jié)果，分析了產(chǎn)生的原因和流動(dòng)機(jī)理以及建筑物頂面的分離流動(dòng)結(jié)構(gòu)，并指出錐形渦的出現(xiàn)是建筑物頂面局部出現(xiàn)峰值負(fù)壓的主要原因.

相對(duì)于諸多錐形渦的風(fēng)洞試驗(yàn)研究，有關(guān)錐形渦的數(shù)值模擬研究較少，李鵬年等[9]以及陳青松[10]利用流體力學(xué)計(jì)算軟件FLUENT，選擇v2-f湍流模型對(duì)40°風(fēng)向角下建筑物頂面錐形渦的演化、強(qiáng)度和位置與建筑物表面壓力分布進(jìn)行了分析.此外還模擬分析了風(fēng)向角和建筑物高度對(duì)屋頂錐形渦的影響.隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)、數(shù)值計(jì)算和湍流模擬技術(shù)的發(fā)展，采用數(shù)值方法對(duì)建筑物繞流進(jìn)行數(shù)值模擬更為簡(jiǎn)捷、經(jīng)濟(jì)，同時(shí)還可以得到某些風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)不能觀測(cè)到的結(jié)果.本文利用數(shù)值模擬的優(yōu)勢(shì)，對(duì)長(zhǎng)寬高比為1∶1∶0.5的建筑模型進(jìn)行了大渦模擬(LES)研究，通過(guò)數(shù)值的可視化處理模擬了以Q準(zhǔn)則識(shí)別的錐形渦結(jié)構(gòu)，并重點(diǎn)分析了45°風(fēng)向角下屋頂兩錐形渦強(qiáng)度的非穩(wěn)定的波動(dòng)特性.此外，本文也進(jìn)行了有女兒墻的平屋蓋模型的大渦模擬，探討了女兒墻的存在及高度變化對(duì)屋面風(fēng)荷載分布的影響以及對(duì)屋面錐形渦的結(jié)構(gòu)和其他特性的影響.

1 數(shù)值風(fēng)洞

1.1 大渦模擬方法

本文選用大渦模擬進(jìn)行CFD數(shù)值計(jì)算[11-12]，其原理是將流動(dòng)中的旋渦分成大渦和小渦，對(duì)大渦進(jìn)行直接求解，對(duì)小渦采用亞格子尺度模型進(jìn)行計(jì)算.大多數(shù)亞格子模型都是在渦粘性的基礎(chǔ)上，把脈動(dòng)的影響用一個(gè)湍流粘性系數(shù)μt來(lái)表示.根據(jù)各亞格子模型的特點(diǎn)，本文采用一方程亞格子模型來(lái)求解.

(1)

亞格子渦粘性系數(shù)μt可由亞格子湍動(dòng)能表示為：

μt=Ckksgs1/2Δf．

(2)

式中:Δf表示過(guò)濾的尺度，由Δf=V1/3確定.

一方程亞格子渦粘模型可以考慮亞格子動(dòng)能的歷史影響，通過(guò)其生成項(xiàng)，耗散項(xiàng)以及擴(kuò)散項(xiàng)得以體現(xiàn).如下式：

(3)

1.2 數(shù)值計(jì)算模型

本文選用長(zhǎng)寬高之比為2h∶2h∶h(h=60 mm)的模型進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算域、模型位置及邊界條件的設(shè)置如圖1所示.來(lái)流風(fēng)向角為45°，來(lái)流攻角取零度.

(a)

(b)

本文計(jì)算流域網(wǎng)格劃分采用Hexcore型非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，由TGrid網(wǎng)格軟件劃分而成.建筑模型表面及計(jì)算域地面附加邊界層，以便更加準(zhǔn)確地模擬近壁面區(qū)的流動(dòng).通過(guò)多次試算，最終確定的網(wǎng)格最小尺度為0.000 5h，網(wǎng)格總數(shù)在90萬(wàn)左右.經(jīng)計(jì)算壁面網(wǎng)格無(wú)量綱高度y+≤3(y+=ρuy/μ).對(duì)LES計(jì)算來(lái)說(shuō)，近壁面網(wǎng)格的疏密對(duì)于模擬的計(jì)算結(jié)果影響相對(duì)較大，近壁面網(wǎng)格越密對(duì)壁面流動(dòng)的描述越好，而亞格子模型的影響相對(duì)較小.LES湍流模型要對(duì)壁面邊界層進(jìn)行完全求解，網(wǎng)格要求是y+≈1.本文的y+雖略大于1，但通過(guò)采用增強(qiáng)型壁面函數(shù)，LES湍流模型的結(jié)果能滿足壁面湍流的處理要求,可保證結(jié)果的可靠性.

本文模擬均勻流場(chǎng)，入口切向速度為零，只有法向速度.為了方便與前人的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果做對(duì)比，入口速度設(shè)為15 m/s(建筑雷諾數(shù)約為1.2×105)，保證了與風(fēng)洞試驗(yàn)的雷諾數(shù)相一致，可以避免雷諾數(shù)對(duì)結(jié)果的影響.因?yàn)楸疚闹攸c(diǎn)不在分析雷諾數(shù)對(duì)錐形渦的影響，故暫未考慮不同雷諾數(shù)的變化.為了使計(jì)算更快更穩(wěn)定的收斂，在大渦模擬計(jì)算之前先進(jìn)行了RANS模型的計(jì)算，將RANS模型計(jì)算的結(jié)果通過(guò)瞬態(tài)化處理作為大渦模擬計(jì)算的初始流場(chǎng).至于入口速度的脈動(dòng)成分則采用Fluent中的Spectral Synthesizer[13]法生成.為了切實(shí)地模擬風(fēng)場(chǎng)，在入口上加入少許湍流度(Iu=0.5%).建筑物表面采用無(wú)滑移壁面，地面采用自由滑移壁面，對(duì)壓力和速度場(chǎng)的耦合采用SIMPLEC算法求解，流體的空間離散采用二階迎風(fēng)格式(Second Order Upwind)，時(shí)間步長(zhǎng)經(jīng)試算對(duì)比，取為0.001 s，配合一方程亞格子模型進(jìn)行模擬.通過(guò)多次試算并和已有風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，本文所用方法能較好地模擬出屋面平均風(fēng)壓及脈動(dòng)風(fēng)壓的分布.

1.3 分析工況

本文共設(shè)置了六組工況，為了方便對(duì)比，又將各工況歸納為3類：

A類：無(wú)分隔板，無(wú)女兒墻(設(shè)為A0工況)；

B類：有分隔板，無(wú)女兒墻(詳見圖2)；

C類：無(wú)分隔板，帶女兒墻(詳見圖3).

其中，為了避免分隔板厚度對(duì)數(shù)值模擬的結(jié)果造成影響，對(duì)分隔板進(jìn)行了零厚度處理.對(duì)C類工況，有C1，C2和C3組工況，對(duì)應(yīng)女兒墻的高度h0分別設(shè)為0.05h，0.1h，0.3h(h為模型的高度).

(a)B1：屋面沿對(duì)角線設(shè)豎直分隔板(高h(yuǎn))

(b)B2：尾部沿流向設(shè)豎直分隔板(長(zhǎng)6 h)

圖3 C類設(shè)女兒墻工況(女兒墻高h(yuǎn)0)

為準(zhǔn)確地追蹤到錐形渦的實(shí)時(shí)特性，根據(jù)試算結(jié)果和前人的分析研究，特在錐形渦范圍內(nèi)與迎風(fēng)邊沿的夾角約為θ=14°的角線上依次布置了一系列監(jiān)測(cè)點(diǎn)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)沿屋面對(duì)角線對(duì)稱布置，如圖4所示.

圖4 屋面監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 渦結(jié)構(gòu)可視化處理

本文依據(jù)Q準(zhǔn)則來(lái)判別漩渦區(qū)域[14]，從而識(shí)別錐形渦及其他旋渦結(jié)構(gòu)，達(dá)到可視化的目的.Q準(zhǔn)則是由Hunt等[15]于1988年提出，他們定義流場(chǎng)中速度梯度張量V的第二矩陣不變量Q具有正值的區(qū)域?yàn)樾郎u.另外，它要求旋渦區(qū)域的壓強(qiáng)要低于周圍的壓強(qiáng).對(duì)于不可壓縮流動(dòng)Q可定義為：

Q=(‖Ω‖2-‖S‖2)/2．

(4)

(5)

(6)

S和Ω分別代表了流場(chǎng)中一點(diǎn)的變形和旋轉(zhuǎn).因此，Q準(zhǔn)則反映了流場(chǎng)中一個(gè)流體微團(tuán)旋轉(zhuǎn)和變形之間的一種平衡.Q>0則反映了旋轉(zhuǎn)在流動(dòng)中占據(jù)統(tǒng)治地位.通過(guò)對(duì)模擬結(jié)果數(shù)據(jù)的轉(zhuǎn)化，可得各類工況的旋渦結(jié)構(gòu)，如圖5所示.

由于C3工況模型附近旋渦結(jié)構(gòu)圖與C2工況的分布類似，僅錐形渦在屋面分布范圍更大，尾部渦流更復(fù)雜，故在此省略未畫出.對(duì)比上述各工況的旋渦結(jié)構(gòu)圖，可看出A0和B1工況各旋渦結(jié)構(gòu)的分布基本相同，說(shuō)明沿對(duì)角線布置的豎向分隔板對(duì)屋面錐形渦的尺寸及分布的影響較小，可忽略.而B2,C2工況(包括C3工況)的渦結(jié)構(gòu)與無(wú)分隔板、無(wú)女兒墻的A0工況相比差別較大，所造成的影響不可忽略.具體來(lái)說(shuō)：B2工況中的豎直分隔板影響了尾流中兩側(cè)旋渦的交替脫落及渦流間的相互作用，使得屋面錐形渦尾部渦流有所聚集；而通過(guò)比較A0,C1,C2工況中的錐形渦結(jié)構(gòu)，可發(fā)現(xiàn)女兒墻的存在抬高了錐形渦的位置，擴(kuò)大了屋面錐形渦的作用范圍，且隨著女兒墻高度的增加錐形渦的尺寸也隨之增大，并逐漸覆蓋整個(gè)屋面.

(a)A0工況模型附近旋渦結(jié)構(gòu)圖

(b)B1工況模型附近旋渦結(jié)構(gòu)圖

(c)B2工況模型附近旋渦結(jié)構(gòu)圖

(d)C1工況模型附近旋渦結(jié)構(gòu)圖

(e)C2工況模型附近旋渦結(jié)構(gòu)圖

2.2 風(fēng)壓分布特性與分析

為便于對(duì)比分析，本文將無(wú)量綱的平均風(fēng)壓系數(shù)及脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分別定義為：

(7)

Cp′=2P′/(ρUH2)．

(8)

式中:Pm是指平均風(fēng)壓；P′為脈動(dòng)風(fēng)壓的均方根值；UH取來(lái)流風(fēng)速，為15 m/s；ρ=1.225 kg/m3.

日本建筑協(xié)會(huì)(AIJ)、東京工藝大學(xué)(TPU)及多位學(xué)者都進(jìn)行了長(zhǎng)∶寬∶高=1∶1∶0.5的平屋蓋建筑模型的風(fēng)洞試驗(yàn).本文以Nishimura和Kawai[16]的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果作為對(duì)比(對(duì)應(yīng)本文中的A0,B1,B2工況)，以驗(yàn)證本文數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性.具體的試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果分別如圖6及圖7所示.

圖6 屋面平均(上)及脈動(dòng)(下)

圖7 屋面平均(上)及脈動(dòng)(下)風(fēng)壓系數(shù)模擬結(jié)果

通過(guò)對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，本文相應(yīng)工況的數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，且風(fēng)壓分布規(guī)律基本一致.圖8分別給出了A0，B1及B2工況中的屋面最小平均風(fēng)壓系數(shù)及最大脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)CFD模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比.可發(fā)現(xiàn)最大相對(duì)誤差(為6.25%)發(fā)生在B1工況最小平均風(fēng)壓系數(shù)的對(duì)比上，誤差相對(duì)較小且各工況的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在整體趨勢(shì)上是一致的.這也再次證明本文采用的大渦模擬能夠較好地反映錐形渦下屋面平均及脈動(dòng)風(fēng)壓的分布特性，同時(shí)也說(shuō)明了本文其他工況及分析結(jié)果的可靠性.

(a)最小平均風(fēng)壓系數(shù)的比較

(b)最大脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)的比較

由A0,B1,B2工況的風(fēng)壓系數(shù)分布云圖可知，A0和B1工況屋面風(fēng)壓分布基本一致，沿屋面對(duì)角設(shè)分隔擋板后對(duì)錐形渦的尺寸、形狀及平均、脈動(dòng)風(fēng)壓分布產(chǎn)生的影響較小，最小平均風(fēng)壓系數(shù)及最大脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分別存在0.05和0.01的差值.在模型尾流區(qū)加設(shè)豎直分隔板后(B2工況)，最小平均風(fēng)壓系數(shù)下降了0.05，而屋面上的平均風(fēng)壓系數(shù)整體上是有所提高的，即屋面吸力有所減小.同時(shí)可看出B2工況中的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)的大小較A0工況整體上是減小的，且相應(yīng)區(qū)域最大有0.05的降幅，不可忽略.初步推斷這是尾流區(qū)加設(shè)的豎向分隔板阻礙了背風(fēng)區(qū)錐形渦與側(cè)面脫體渦相互作用后的脫落及兩側(cè)渦流的相互影響所造成的.

對(duì)比A0工況與加設(shè)女兒墻的各工況(C1,C2,C3)的風(fēng)壓系數(shù)分布云圖可明顯發(fā)現(xiàn)：隨著女兒墻高度的增加，無(wú)論是平均風(fēng)壓還是脈動(dòng)風(fēng)壓，其絕對(duì)值都是迅速減小的.當(dāng)女兒墻的高度達(dá)到h0=0.3h時(shí)，最小平均風(fēng)壓系數(shù)和最大脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分別為-0.7和0.17，且屋面風(fēng)壓分布趨于均勻化.此外，C1,C2工況在背風(fēng)屋角處都出現(xiàn)了正風(fēng)壓區(qū)，而當(dāng)女兒墻達(dá)到一定高度時(shí)，屋面正風(fēng)壓區(qū)已不再存在，正如C3工況屋面的風(fēng)壓分布所示.聯(lián)系上文對(duì)應(yīng)工況的旋渦結(jié)構(gòu)圖，可推斷上述現(xiàn)象是女兒墻的存在影響了氣流的分離，阻礙了錐形渦尾部與側(cè)面脫體渦的相互作用，抬高了屋面錐形渦的位置，擴(kuò)大了錐形渦的范圍，使得兩個(gè)錐形渦的間隙變窄所致.

2.3 風(fēng)壓時(shí)程特性研究

模擬過(guò)程中，在屋面兩錐形渦的范圍內(nèi)對(duì)稱布置了12個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(詳見圖4)，以便觀測(cè)屋面吸力較大區(qū)域的風(fēng)壓隨時(shí)間變化的特性.同樣，將瞬時(shí)風(fēng)壓系數(shù)定義為:

(9)

式中:P(t)為屋面瞬時(shí)風(fēng)壓，其他參數(shù)的意義同式(7)和式(8).

本文截取各工況屋面迎風(fēng)前緣的點(diǎn)P1,Q1或P3,Q3較穩(wěn)定的6 s時(shí)程數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，具體結(jié)果如圖9所示.

時(shí)間/s

時(shí)間/s

時(shí)間/s

時(shí)間/s

時(shí)間/s

時(shí)間/s

時(shí)間/s

從圖中A0和B1工況下點(diǎn)P3,Q3的風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程曲線的變化可顯著地觀察到屋面錐形渦強(qiáng)度隨時(shí)間的交替波動(dòng)現(xiàn)象，如在2.4 s左右時(shí)刻(圖中豎向箭線處)沿屋角線對(duì)稱的P3點(diǎn)與Q3點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)差值分別達(dá)到了0.4和0.5，可見這種此消彼長(zhǎng)波動(dòng)的現(xiàn)象是十分明顯的.同時(shí)也可看出沿屋面對(duì)角設(shè)置的豎向分隔板對(duì)風(fēng)壓系數(shù)的數(shù)值及波動(dòng)變化影響不大，僅屋面迎風(fēng)尖角附近的監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1，Q1旋渦強(qiáng)度大小的交替波動(dòng)現(xiàn)象有所加強(qiáng)．這可能是由于豎向分隔板的存在更有利于迎風(fēng)尖角處氣流的分離，從而縮短了形成錐形渦的氣流過(guò)渡區(qū).由上述分析可知，屋面兩個(gè)錐形渦彼此的聯(lián)系并不是直接在屋面上通過(guò)渦流的相互作用而建立的.比較A0和B2工況中P3，Q3點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程曲線，可發(fā)現(xiàn)在尾流區(qū)加設(shè)豎向分隔板后旋渦強(qiáng)度大小的交替波動(dòng)現(xiàn)象已基本消失，這說(shuō)明屋面兩錐形渦之間的聯(lián)系已被切斷.而B2工況所設(shè)分隔板阻擋了尾流中漩渦的脫落與相互作用，可知屋面錐形渦的強(qiáng)度變化與模型側(cè)面脫體渦的相互作用和脫落有著緊密的聯(lián)系.

再對(duì)比A0工況和設(shè)女兒墻的各工況(C1，C2，C3)的風(fēng)壓時(shí)程曲線，在大致2 s的時(shí)刻，C1工況中點(diǎn)P3，Q3的風(fēng)壓系數(shù)的差值約為0.2，而C2,C3工況中都接近為0．可見隨著女兒墻高度的增加，沿屋角線對(duì)稱的監(jiān)測(cè)點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程曲線趨于一致，此消彼長(zhǎng)的波動(dòng)現(xiàn)象也逐漸消失.究其原因，聯(lián)系前文分析可能是隨著女兒墻高度的增加，錐形渦范圍擴(kuò)大，使得監(jiān)測(cè)點(diǎn)間的正相關(guān)性加大，同時(shí)屋面四周封閉的女兒墻阻隔了頂面旋渦與背風(fēng)區(qū)側(cè)面分離渦的相互作用.其他監(jiān)測(cè)點(diǎn)的風(fēng)壓時(shí)程規(guī)律與上述規(guī)律相類似，限于篇幅原因此處不再贅述.

為了更好地了解屋面錐形渦之間的特性，特選取屋面較大風(fēng)吸力區(qū)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1～P3，Q1～Q3進(jìn)行脈動(dòng)風(fēng)壓的相關(guān)性分析，具體結(jié)果見表1.

表1 監(jiān)測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)

Tab.1 Correlation coefficient of fluctuating wind pressures for monitoring points

監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1～Q1P1～P2P1～P3P2～Q2P2～P3P2～Q3P3～Q3工況A0-0.210.240.13-0.740.84-0.72-0.72工況B1-0.590.880.88-0.770.94-0.76-0.75工況B20.240.270.350.500.180.13-0.11工況C10.950.780.57-0.330.74-0.32-0.30工況C20.970.880.820.770.900.670.54工況C30.980.960.900.920.960.880.82

從表中的數(shù)值變化可看出：工況B1中屋面上的點(diǎn)P2與Q2，點(diǎn)P3與Q3的脈動(dòng)風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)與工況A0較為相近，且均為負(fù)值.而工況B1中點(diǎn)P1與Q1的脈動(dòng)風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)的絕對(duì)值較工況A0有明顯的增加，這是因?yàn)楣rA0的迎風(fēng)屋角附近錐形渦還沒(méi)完全生成，沿屋角線加設(shè)分隔板后更有利于錐形渦的形成.這也再次驗(yàn)證了屋面上兩個(gè)錐形渦之間并沒(méi)有直接的相互作用或相互的影響很小，同時(shí)也說(shuō)明了錐形渦強(qiáng)度是以屋面對(duì)角線軸呈交替變化的.至于工況B2中相應(yīng)點(diǎn)的脈動(dòng)風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)則與工況A0，B1有較明顯的差異，而這種差異也符合上文關(guān)于B2工況所設(shè)分隔板切斷了屋面兩個(gè)錐形渦間聯(lián)系的結(jié)論.對(duì)比表中工況C1，C2，C3各點(diǎn)之間的脈動(dòng)風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)的數(shù)值大小和正負(fù)可發(fā)現(xiàn)，隨著女兒墻高度的增加，屋面各點(diǎn)之間脈動(dòng)風(fēng)壓的相關(guān)性明顯提高.當(dāng)女兒墻的高度h0=0.3h時(shí)(C3工況)，各點(diǎn)之間的脈動(dòng)風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)大都在0.9以上，這也進(jìn)一步說(shuō)明隨著女兒墻高度的增加，屋面錐形渦與背風(fēng)側(cè)面分離渦的作用逐漸減小，屋面兩個(gè)錐形渦的強(qiáng)度交替增減現(xiàn)象將逐漸消失，而呈現(xiàn)出的是沿屋面對(duì)角線的對(duì)稱同步變化.

3 結(jié) 論

本文重點(diǎn)對(duì)45°風(fēng)向角均勻來(lái)流作用下建筑物頂面產(chǎn)生的錐形渦的現(xiàn)象進(jìn)行了大渦模擬(LES)，研究了屋面上錐形渦的相關(guān)特性并探討了屋面常見的女兒墻對(duì)錐形渦的影響.得到的有關(guān)錐形渦的結(jié)果如下：

1)大渦模擬(LES)能很好地捕捉到屋面的錐形渦.

2)基于Q準(zhǔn)則的旋渦判別法能較好的識(shí)別斜風(fēng)向下屋面形成的錐形旋渦結(jié)構(gòu).

3)無(wú)女兒墻的平屋蓋上錐形渦并不是完全對(duì)稱的，其強(qiáng)度也不是對(duì)稱變化的，而是隨時(shí)間的不斷變化，主要表現(xiàn)為兩個(gè)錐形渦強(qiáng)度的大小交替波動(dòng)，此消彼長(zhǎng).

4)通過(guò)在模型頂面及尾流區(qū)加設(shè)豎直分隔擋板，發(fā)現(xiàn)模型頂面的錐形渦在屋面上并沒(méi)有直接的相互作用和影響，而是沿流動(dòng)方向錐形渦逐漸變大，到達(dá)背風(fēng)區(qū)后屋面錐形渦與側(cè)面脫體渦相互作用并隨尾流的漩渦脫落反饋到屋面錐形渦的強(qiáng)度變化上.

5)女兒墻的存在會(huì)抬高屋面錐形渦，擴(kuò)大屋面錐形渦的作用范圍，阻隔頂面旋渦與背風(fēng)區(qū)側(cè)面分離渦的相互作用.當(dāng)在周邊設(shè)置較高女兒墻時(shí)屋面風(fēng)壓分布趨于均勻，且屋面峰值吸力明顯減小.

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Large Eddy Simulation of the Characteristics of Conical Vortex on a Flat Roof

LI Qiu-sheng1, 2?, LIU Shun1

(1. College of Civil Engineering, Hunan Univ, Changsha, Hunan 410082, China;2. City Univ of Hong Kong, Hong Kong 100013, China)

This paper was concerned with the unsteady characteristics of the conical vortex on a flat roof on the basis of numerical results by large eddy simulation (LES) when an approaching flow attacks at about 45 degrees against the wall. The results indicate that the large eddy simulation (LES) can give fairly good results, compared with the experiment pressure data of the AIJ flat roof model and other wind tunnel tests. Based on the Q criterion, this paper presented the flow visualization of conical vortices on the roof. By analyzing the mean and fluctuating pressure coefficients on the roof, it is observed that the strong suction acts on near leading edge on the flat roof of the building. The strong suction is caused by a pair of conical vortices whose strength is unbalanced in any time. When the strength of one vortex recedes, the vortex on the other side is strengthened. By adding splitter plates and parapets, the LES results show that the switching of conical vortices may have inseparable relations with the interaction of vortices formed in the wake shed from the sidewalls of the building. Additionally, the parapets can mitigate the high corner suctions on the roof and lift the position of vortex core, while the dimension of the conical vortex is greater with the higher parapets.

large eddy simulation; conical vortex; Q criteriton; the switching phenomenon; parapets

2014-10-06

國(guó)家自然科學(xué)基金重大研究計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目(90815030)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51178179),National Natural Science Foundation of China(51178179)

李秋勝(1962-)，男，湖南永州人，湖南大學(xué)教授

?通訊聯(lián)系人，E-mail:bcqsli@cityu.edu.hk

1674-2974(2015)11-0072-08

TU247.1；TU973.32

A