下?lián)舯┝髯饔孟铝庑务R鞍面屋蓋風壓特性

褚云朋，孫鑫暉，李 明，姚 勇，黃漢杰

(1. 西南科技大學土木工程與建筑學院，四川，綿陽 621010；2. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川，綿陽 621010)

下?lián)舯┝靼l(fā)生突然，破壞力較強，是非臺風地區(qū)的主要強風，實測速度達到67 m/s[1]，因其對建筑物造成巨大破壞受到廣泛關注[2]。大跨結構對強風作用極其敏感，尤其是體型復雜的大跨結構，還需考慮風壓分布不同對其造成的失穩(wěn)破壞?，F(xiàn)階段學者們針對大氣邊界層風作用下復雜結構的風載進行了各類研究。鄭肖楠等[3]對條形封閉網架煤棚的風荷載分布規(guī)律進行了試驗研究，得出了各風向角作用下煤棚表面的風載規(guī)律。郭薇薇等[4]對某大跨度公、鐵兩用桁架斜拉橋車橋系統(tǒng)進行風洞測試。孫瑛等[5]針對大跨結構探究了抗風夾間距對屋面承載力的影響。而大跨結構對于類似于下?lián)舯┝鞯膹婏L荷載更加敏感。

Sengupta 等[6]制作模型模擬立方體建筑物在下?lián)舯┝髯饔孟碌娘L載特性，并將結果與規(guī)范進行對比分析。Chay 等[7]證實建筑表面風壓與普通大氣邊界層風下不同。Asano 等[8]制作了向上噴射的下?lián)舯┝鳑_擊射流裝置，并對立方體進行測壓試驗。吉柏鋒等[9]以某高層建筑為原型分析表面風壓分布特性，表明模型迎風面風壓最大出現(xiàn)在中下部約1/3 處。李宏海等[10]用二維下?lián)舯┝髂Ｐ蛯Ω邔咏ㄖL壓進行研究，得出下?lián)舯┝髯饔孟碌慕ㄖ矬w型系數(shù)大于規(guī)范參考值。Jesson 等[11]及江鵬[12]對門式剛架在下?lián)舯┝髯饔孟逻M行對比，表明廠房徑向位置對其表面風壓影響大。席保鋒[13]分別對不同高寬比的圓形和方形高層建筑表面風壓進行分析，得出風剖面特性較明顯。李藝等[14]利用CFD 模擬得出了風暴的移動對風暴前緣有加速作用，而對風暴后方有減速作用。Yumi等[15]用大渦模擬法描述了下?lián)舯┝鳟a生荷載的過程。陳勇等[16]通過下?lián)舯┝髟囼炑芯苛说孛娲植诙葘靶挝萆w風壓特性影響。方智遠等[17]分析得出，深寬比增大，高層建筑的層平均阻力系數(shù)有所減小。鄒鑫等[18]通過試驗得出扭轉向層風荷載譜沿高度有顯著變化，汪之松等[19]在前面基礎上進一步研究徑向距離對低矮建筑氣動力特征影響。

菱形馬鞍面屋蓋由于本身結構特點，其屋蓋受風載影響巨大，尤其是下?lián)舯┝黝惖膹婏L荷載。李清雅等[20]利用大氣邊界層風研究了菱形馬鞍面屋蓋的風載特性。孫虎躍等[21]通過研究得出馬鞍面最大風吸力出現(xiàn)在迎風低點附近。崔碧琪等[22]分析了菱形馬鞍面屋蓋在下?lián)舯┝髯饔孟碌娘L壓分布，但對比分析參數(shù)較少，考慮到菱形馬鞍面造型復雜，易受強風荷載影響，仍需進一步對其受徑向距離和風向角等參數(shù)的影響進行分析。在大氣邊界層風作用下，屋蓋分壓隨建筑物高度增加而增加，而由于下?lián)舯┝黠L場與大氣邊界層風不同，故在其作用下，屋蓋在某一特定高度作用下產生的破壞最大；在下?lián)舯┝髯饔孟虏煌膹较蛭恢玫娘L場變化不同也會導致屋蓋風壓不同。

通過沖擊射流裝置模擬下?lián)舯┝?，設計制作了菱形馬鞍面大跨屋蓋結構縮尺模型，進行剛性模型表面風壓試驗研究，分析不同徑向距離和風向角對下?lián)舯┝髯饔孟铝庑务R鞍面大跨結構屋蓋表面風壓分布的影響，為抗風設計提供基礎數(shù)據。

1 試驗研究

1.1 試驗裝置

試驗采用中國空氣動力研究與發(fā)展中心的沖擊射流裝置(如圖1 所示)。該裝置氣流噴口最大風速為27.3 m/s，噴口高度可在0.6 m～2 m 范圍內進行調節(jié)，底板采用光滑的剛性模板。根據試驗方案設置噴口直徑Djet=600 mm、噴口到剛性模板的距離為H=2Djet，噴口射流風速為Vjet=10 m/s。

圖1 沖擊射流裝置Fig. 1 Impact jet device

1.2 模型設計

試驗主要測量模型表面的風壓分布情況，不涉及結構的動力響應，故設計制作剛性模型(如圖2 所示)。模型的馬鞍面曲率p為1/225，菱形馬鞍面邊長取110 mm，高點高度45 mm，低點高度22.5 mm，建筑物矢跨比為1/6。模型縮尺比1∶1000，本次測壓試驗選用的掃描閥精度為0.2% FS。

圖2 建筑物模型Fig. 2 Building model

由于菱形馬鞍面的幾何模型復雜，模型在不同位置產生風壓分布規(guī)律性較差，為更好得出屋蓋上每個區(qū)域風壓分布情況，如圖3 所示，模型上測壓點采用間隔10 mm 均勻加密方式布置。在模型設計測點處取孔并固定測壓管，保持氣密性，測壓管另一端連接掃描閥。本模型共設置121 個測壓點，布置如圖3 所示(測點1 處于模型高點區(qū)域)。

圖3 測點布置Fig. 3 Measuring points arrangement

1.3 工況設計

Chen 等[23]指出下?lián)舯┝鳑_擊到地面后徑向擴散，徑向風速最大值出現(xiàn)在距離噴口中心1.00Djet附近，為探討徑向距離的影響，試驗設計模型中心到噴口中心距離取0.00Djet、0.75Djet、1.00Djet、1.25Djet、1.50Djet、1.75Djet、2.00Djet。制 作 單 位為15°圓盤，將模型精確固定在圓盤上，根據劃分的刻度線調整圓盤，用于改變風向角大小。其中0°風向角正對測點1，90°風向角正對測點11。工況設計見表1，圖4 為建筑物模型位置示意圖。

圖4 不同徑向距離下各工況模型位置Fig. 4 Model position under different radial distances

表1 試驗工況設計Table 1 Design of test conditions

1.4 風場驗證

試驗前需對沖擊射流裝置產生風場進行可靠性驗證。圖5 反映了徑向風速在不同徑向距離下隨高度變化趨勢，與傳統(tǒng)大氣邊界層風不同，下?lián)舯┝鳟a生風場整體呈現(xiàn)水平風速隨高度增加先迅速增大后逐漸減小，整個徑向風速圖呈“鼻子”狀。從圖5 可知：最大風速出現(xiàn)在r=1.00Djet時，距離地面高度約9 mm，其值約為1.0Vjet。

圖5 徑向風速隨高度變化Fig. 5 Curve of average wind velocity with height

取r=1.00Djet下豎向風剖面與以往經典模型進行對比，由圖6 可見試驗結果與國外學者的研究所得結果較一致。風場試驗結果表明：該裝置模擬的下?lián)舯┝骶哂幸欢煽啃浴?/p>

圖6 下?lián)舯┝黠L場豎向剖面對比Fig. 6 Vertical profile comparison of downburst wind field

2 結果分析

下?lián)舯┝髯饔孟聹y點表面風壓系數(shù)可用下式計算得出：

式中：Cp為屋蓋某點平均風壓系數(shù)；P為模型表面某點參考平均風壓；ρ 為空氣密度，取值為1.195 kg/m3；v為參考點平均風速，取設置的沖擊射流速度v=10 m/s。

根據式(1)，計算出所有測點平均風壓系數(shù)。圖7 是不同徑向距離下平均風壓系數(shù)的變化趨勢，r=0.00Djet時，模型在沖擊裝置正下方，屋面整體呈現(xiàn)正壓分布。r=0.75Djet時屋面所受正壓開始減小。隨徑向距離繼續(xù)增大，屋蓋整體變?yōu)樨搲悍植肌=1.25Djet時，在41 號測點出現(xiàn)最大平均風壓，該點平均風壓系數(shù)為2.44。r>1.25Djet時平均風壓最大值開始迅速減小，而整體平均風壓開始逐漸趨于穩(wěn)定。

圖7 不同徑向距離下屋面平均風壓系數(shù)變化Fig. 7 Average wind pressure coefficient of roof under different radial distances

根據文獻[23]，下?lián)舯┝髯矒舻孛?，?.00Djet附近得到充分擴散，出現(xiàn)風速極值，故針對風向角的研究，選取了r=1.00Djet和r=1.25Djet兩種工況進行對比分析。如圖8 所示，屋蓋的整體平均風壓隨著風向角的增大而增大，到60°以后增長緩慢基本趨于水平。由于模型擺放距離是根據模型的中點到沖擊射流出口中心位置確定，r=1.25Djet時，模型檐口貼近氣流開始充分擴散的地方，故r=1.00Djet時的整體平均負風壓小于r=1.25Djet。

圖8 不同風向角下屋面整體平均風壓系數(shù)變化Fig. 8 Average wind pressure coefficient of roof under different wind direction angles

3 影響因素分析

菱形馬鞍面為雙曲面，其形態(tài)復雜，受強風影響時屋蓋上風荷載分布不均，我國現(xiàn)有規(guī)范中主要針對規(guī)則屋蓋進行結構設計，為更好研究菱形馬鞍面屋蓋風壓分布，據文獻[24]對該屋面分區(qū)處理?？紤]壓力分布狀況，將屋蓋表現(xiàn)分為角區(qū)(A1、B1、C1、D1)、邊區(qū)(A2、B2、C2、D2)和中區(qū)(A3、B3、C3、D3)12 個區(qū)域。部分測點處于分區(qū)分割線上，此類測點上的風壓數(shù)據由分割線兩邊區(qū)域共同使用，其計算從屬面積與其他測點相同。θ=0°時來流方向在區(qū)域A1的左側。其中A1和C1區(qū)分別為菱形馬鞍面的兩個高點區(qū)域(圖9)。

圖9 菱形馬鞍面分區(qū)Fig. 9 Partition on the diamond saddle

3.1 徑向距離對屋蓋風壓影響

建筑物在下?lián)舯┝髡路胶陀幸欢◤较蚓嚯x時屋蓋受到作用不同，以及不同徑向距離下的地面擴散的氣流發(fā)展狀況不同，因此為探究不同徑向距離下屋蓋表面風壓的分布特性，本次試驗在設置建筑物都為0°風向角前提下，改變徑向距離分別為0.00Djet、0.75Djet、1.00Djet、1.25Djet、1.50Djet、1.75Djet和2.00Djet設置相應工況。

如表2 所示，r=0.00Djet時，各分區(qū)平均風壓系數(shù)較為接近。由于模型表面并不光滑，會產生部分能量的耗散，導致每個分區(qū)平均風壓系數(shù)都略小于1；另外噴口和模型中心點的位置有一定誤差，故各分區(qū)平均風壓分布云圖無法完美地沿高低點的各自連線成對稱分布。

表2 0.00Djet 下各分區(qū)平均風壓系數(shù)Table 2 Average wind pressure coefficient of each zone under 0.00Djet

不同徑向距離下屋蓋表面風壓分布如圖10 所示。1)r=0.00Djet時，建筑物在沖擊射流的正下方，由于建筑物模型表面并不光滑，且建筑物位置有細微的偏差，故屋蓋表面風壓并不對稱。2)r=0.75Djet時，射流沖擊尚未完全擴散，部分氣流豎向沖擊屋蓋前半部分，故屋蓋整體以正壓為主。3)r≥1.00Djet時，A1區(qū)是分區(qū)平均風壓系數(shù)最大區(qū)域，是由于選取工況都是風向角為0°情況，A1區(qū)處于迎風面高點區(qū)域。氣流撞擊模型檐口，氣流被分離。上層空氣向下流動，下層空氣向上流動，在屋頂迎風面兩側匯合，在屋檐局部區(qū)域形成負壓。這兩種作用疊加使A1區(qū)產生最大平均風壓。在向下通風方向，空氣重新附著在屋頂上，因屋頂向上傾斜，故屋頂上正壓力較小。4)在r≥1.00Djet時，隨徑向距離增加，大部分分區(qū)平均風壓系數(shù)(絕對值)都呈先增大后減小趨勢，在r=1.25Djet時出現(xiàn)最大平均風壓。5)平均風壓系數(shù)沿高點連線方向的變化梯度在r=1.00Djet時最大；沿高點連線的平均風壓變化梯度隨徑向距離增加逐漸減小。6)r≥1.00Djet時，正壓區(qū)集中體現(xiàn)在C1區(qū)，中間正壓區(qū)的區(qū)域大小隨徑向距離增加而減小。正壓區(qū)的平均風壓系數(shù)普遍都小于0.2，可見r≥1.00Djet時，正風壓對此類屋蓋表面風壓影響很小。

圖10 不同徑向距離下屋蓋表面風壓分布Fig. 10 Wind pressure distribution on the roof under different radial distances

圖11 為不同徑向距離下每個分區(qū)平均風壓變化趨勢，對于A1、A2、D2三個迎風面區(qū)域，由于徑向距離對該區(qū)域錐形渦影響較大，導致該三個區(qū)域的風壓系數(shù)變化趨勢很明顯，在到達1.25Djet產生最大平均風壓之后，風壓系數(shù)穩(wěn)定減小。分析變化趨勢最大的A1區(qū)：1)r=1.25Djet時，A1區(qū)的平均風壓系數(shù)是r=1.00Djet時的1.5 倍；2)r>1.25Djet時，平均風壓系數(shù)減小速度近30%。r≥1.00Djet時，隨著徑向距離增大，除了迎風面的三個區(qū)域，其他區(qū)域的風壓系數(shù)基本趨于穩(wěn)定，說明在r≥1.00Djet時，徑向距離對此區(qū)域影響小。

圖11 不同徑向距離下各分區(qū)平均風壓系數(shù)Fig. 11 The average wind pressure coefficient of all zones under different radial distances

3.2 風向角對屋蓋風壓系數(shù)的影響

為研究風向角對模型表面風壓分布影響，試驗選取了徑向距離為1.00Djet和1.25Djet時、風向角為0°～90°(每15°遞增)的工況進行研究。

3.2.1 不同風向角下菱形馬鞍面屋面風壓變化

如圖12 所示：1) 風向角為0°時，迎風面的A1、A2和D2區(qū)平均風壓云圖呈現(xiàn)向兩邊分開的花瓣狀，氣流在檐口撞擊分離出的錐形渦對這三個分區(qū)產生影響較大，形成的旋渦產生風吸力，迎風高點A1區(qū)分區(qū)平均風壓系數(shù)達到-1.99；2) 氣流沿著建筑物高點連線流向背風面，風吸力減弱，氣流在C3區(qū)域附近再附著，局部產生正壓。再附著氣流撞擊屋面后，再次分離，導致C1區(qū)部分產生負壓。

圖12 不同風向角下屋蓋表面風壓分布(r=1.25Djet)Fig. 12 Wind pressure distribution on the roof under different wind directions (r=1.25Djet)

隨風向角繼續(xù)增大屋面表面風壓變化情況：1) 風向角增大到15°和30°時，A2區(qū)開始形成負壓，正壓區(qū)轉向D3區(qū)；2)風向角增大到45°時，模型側面正對來流方向，氣流撞擊側面產生豎向的分離泡，在迎風低點的B1區(qū)域產生最大平均風壓，該分區(qū)風壓系數(shù)為-1.07，θ=60°時最大分區(qū)風壓系數(shù)也出現(xiàn)在B1區(qū)域，最大值為-1.16；3) θ=75°時，最大負風壓在迎風面A2區(qū)，是由于迎風低點趨于中心線，氣流在側面區(qū)域開始加速；4)風向角為90°時，菱形馬鞍面低點正對來流方向，由于分離氣流從馬鞍面低點區(qū)域向上凸方向流動時會產生加速效應，導致兩側開始產生較大負壓，沿兩側區(qū)域平均風壓呈先增大后減小趨勢，到兩側高點前出現(xiàn)衰弱，負壓值開始下降。

3.2.2 不同風向角下屋蓋各分區(qū)平均風壓變化

分析各分區(qū)風壓能更好找到屋面最不利位置，分析不同風向角下分區(qū)風壓系數(shù)變化，可看出每個區(qū)域最不利風向角及所有工況下最不利區(qū)域。圖13～圖15 分別列出各分區(qū)上風壓系數(shù)變化，對角區(qū)、邊區(qū)和中區(qū)分別進行分析。

圖13 不同風向角下角區(qū)平均風壓系數(shù)Fig. 13 The average wind pressure coefficient of the lower corner area at different wind direction angles

圖15 不同風向角下中區(qū)平均風壓系數(shù)Fig. 15 Average wind pressure coefficient in the middle zone under different wind direction angles

角區(qū)分區(qū)風壓系數(shù)變化最大，如圖13：1) A1在θ=0°時處于迎風面，風吸力最大，產生的負風壓最大。A1區(qū)的風壓系數(shù)隨著風向角的增大而減小。在1.25Djet時，0°角建筑物檐口產生嚴重的流動分離，故風向角在0°～30°時，A1區(qū)風壓變化速度很快。2) B1區(qū)是低點連線上的角區(qū)，在45°左右時風壓最大。分區(qū)風壓系數(shù)隨著風向角的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。60°時，氣流撞擊屋蓋側面，產生風向較為復雜，1.25Djet時的B1區(qū)風壓繼續(xù)增加。3)風向角為0°～60°時，C1區(qū)一直處于整個模型后方，受再附著氣流后撞擊產生小旋渦影響，處于較小負風壓狀態(tài)。75°和90°時，氣流在模型側面從低點到高點向上沖擊，C1區(qū)負風壓越來越大。4) D1區(qū)最大平均風壓系數(shù)在-0.5 附近，出現(xiàn)在θ=0°工況下。隨風向角增大D1區(qū)距離變大，分離氣流產生風吸力作用減小，平均風壓系數(shù)減小。

邊區(qū)分區(qū)風壓系數(shù)變化見圖14：1) A2區(qū)在75°時風壓最大，此時氣流從低點分離后加速經過了A2區(qū)。在不同徑向距離下，地面風速不同，在75°時氣流撞擊屋蓋產生的渦有較大差異，此時兩種徑向距離下A2區(qū)差異較大。2) B2區(qū)最大風壓出現(xiàn)在90°，此時氣流從B1區(qū)正面沖擊，在頂點氣流向兩邊分離，加上90°時氣流從低點向上，到頂點前有加速作用。3) C2區(qū)最大風壓出現(xiàn)在90°，但與B2區(qū)不同，氣流翻過高點在C2區(qū)已經減速，故C2區(qū)的風壓略小于B2區(qū)。4) D2區(qū)最大平均風壓出現(xiàn)在θ=0°時，分區(qū)平均風壓系數(shù)近1.1，隨風向角增加，D2區(qū)平均風壓系數(shù)減小。

圖14 不同風向角下邊區(qū)平均風壓系數(shù)Fig. 14 The average wind pressure coefficient of the lower edge area under different wind direction angles

中區(qū)分區(qū)風壓系數(shù)變化趨勢見圖15：1) A3位于菱形馬鞍面的中間區(qū)域，0°的時候A3區(qū)處于A1后方，由于氣流分離作用迅速減小，導致該區(qū)域負風壓較小。風向角增大，高點連線偏移，迎風面高度逐漸降低，A3區(qū)逐漸暴露在迎風口，在45°左右時負風壓達到最大，風向角繼續(xù)增加，A3區(qū)到迎風口距離變大，負風壓降低。2) B3區(qū)負風壓呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，最大風壓系數(shù)達-0.8。3) C3區(qū)域在風向角變化下，隨與迎風面距離增大，負風壓逐漸增大。4) 在風向角為30°時，氣流撞擊模型側面，氣流分離后在該區(qū)域再附著，故在D3區(qū)產生較小正壓。

由于菱形馬鞍面原點中心對稱，所以選取的0°～90°可以推出各區(qū)域在所有風向角下的風壓分布狀況。總體來說，角區(qū)在某些風向角下都會出現(xiàn)較大的負風壓，分區(qū)最大平均風壓系數(shù)超過-1.9；邊區(qū)負風壓雖然略小于角區(qū)，但是部分分區(qū)平均風壓系數(shù)超過-1.2；中區(qū)產生的風壓最小，平均風壓系數(shù)都不超過-1.0，相對安全。

4 分區(qū)風載體型系數(shù)

下?lián)舯┝髟诮Y構周圍產生的風場與傳統(tǒng)大氣邊界層風不同，且菱形馬鞍面屋蓋形狀特殊，故需通過風洞試驗數(shù)據對屋蓋風載體型系數(shù)進行相應計算。根據文獻[24]方法，將風洞試驗常用公式(式(2))和規(guī)范[25]中的公式(式(3))相結合得出式(4)。

其中：usi為某一測點的風載體型系數(shù)；cz取值根據文獻[25]；zR為參考高度(取模型高度)；z為測點高度； α為地面粗糙度。

分區(qū)的風載體型系數(shù)等于該區(qū)域所有測點的風載體型系數(shù)乘測點從屬面積，且進行加權平均[25]，見下式：

取r=1.25Djet時的數(shù)據進行計算，表3 為在不同風向角下各分區(qū)的風載體型系數(shù)，由式(5)計算得出?？煽闯?，整個菱形馬鞍面基本以風吸力為主，角區(qū)風載體型系數(shù)更大，最大風載體型系數(shù)是處于高點的A1區(qū)；由于氣流在迎風檐口處分離復雜，各分區(qū)差距大。

表3 屋面各分區(qū)風載體型系數(shù)Table 3 Wind load shape coefficients of roof areas

5 結論

本文利用沖擊射流對下?lián)舯┝鬟M行模擬，針對菱形馬鞍面研究其屋蓋風壓特性，并研究徑向距離和風向角對屋蓋各區(qū)域風壓的影響，得出結論如下：

(1)r=0Djet時屋面受正壓作用，由于能量的耗散，所有測點的風壓系數(shù)都在0.95 左右。當r>0.75Djet時，風吸力主要是由氣流分離產生的，氣流撞擊屋蓋前緣產生了旋渦脫落，屋蓋表面以負風壓為主，故其屋蓋進行結構設計時需著重考慮屋蓋掀起破壞。

(2)風向角對屋蓋風壓的影響很大，下?lián)舯┝鳑_擊不同的風向角下建筑物會產生不同的氣流分離情況，屋蓋高點處于迎風面時其氣流分離最為嚴重。試驗中風向角為0°時產生最大平均負風壓出現(xiàn)在41 號測點，其最大平均負風壓系數(shù)為-2.44。所有分區(qū)最大平均負風壓是在此工況下的A1區(qū)，其系數(shù)為-1.99。故結構設計時應考慮風向角對菱形馬鞍面屋蓋風載影響及屋蓋局部加強。

(3)屋面整體平均風壓系數(shù)(絕對值)隨風向角增大而增大。菱形馬鞍面中間區(qū)域在各工況下平均風壓系數(shù)較小，屋面最不利位置在高點連線的兩個角區(qū)，當來流向正對高點連線(風向角為0°)，A1 區(qū)會產生最大平均風壓。

(4)相比較而言，角區(qū)和邊區(qū)的風載體型系數(shù)更大，最大達到-2.75，建議進行結構設計時對菱形馬鞍面四周區(qū)域進行局部加強。