林擁軍 ,林池錟 ,周 祎 ,劉開齊 ,潘 毅
(1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,四川 成都 610031;2. 南充市審計(jì)局,四川 南充 637003)
大跨屋蓋結(jié)構(gòu)具有柔性大、阻尼小、自振頻率低等特點(diǎn),對(duì)風(fēng)荷載十分敏感[1-3]. 其中,大跨貝殼形屋蓋結(jié)構(gòu)因造型獨(dú)特、體型復(fù)雜,風(fēng)荷載在屋面的流動(dòng)分離作用十分復(fù)雜. 但是,已有文獻(xiàn)和現(xiàn)行規(guī)范[4]并沒有類似外形的體型系數(shù)可供參考. 同時(shí),為彰顯建筑物的藝術(shù)表現(xiàn)力,屋蓋表面往往需要設(shè)置肋條、波紋等復(fù)雜的建筑裝飾構(gòu)件[5]. 在裝飾構(gòu)件尺寸日趨大型化、布置形式復(fù)雜多變的情況下,屋蓋特征湍流以及風(fēng)荷載的作用機(jī)理與普通大跨貝殼形屋蓋有很大的不同[6].
目前,在建筑物表面裝飾構(gòu)件對(duì)結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性的影響研究方面,Montazeri等[7]采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué) (computational fluid dynamics,CFD)方法研究了外挑陽臺(tái)對(duì)高層建筑風(fēng)壓分布的影響,結(jié)果表明陽臺(tái)的細(xì)部構(gòu)造對(duì)建筑立面的風(fēng)荷載分布影響很大;Yuan等[8]通過風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)P偷难芯?,發(fā)現(xiàn)高層建筑表面附屬構(gòu)件會(huì)減小迎風(fēng)面局部最大正壓峰值和側(cè)面局部負(fù)壓峰值;艾輝林等[9]采用CFD數(shù)值模擬技術(shù)研究了超高層建筑外表面裝飾條的風(fēng)荷分布規(guī)律及其風(fēng)載控制系數(shù);全涌等[10]進(jìn)行了建筑局部外形對(duì)圍護(hù)結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性影響的試驗(yàn)研究,結(jié)果表明最大正風(fēng)壓系數(shù)并不受局部外形的影響,但對(duì)最大負(fù)風(fēng)壓系數(shù)的影響較大;沈國輝等[11]研究了設(shè)有外鏤空裝飾的扭轉(zhuǎn)體型高層建筑的風(fēng)荷載,結(jié)果表明裝飾結(jié)構(gòu)能明顯減小主體結(jié)構(gòu)側(cè)風(fēng)面風(fēng)壓的平均值和脈動(dòng)效應(yīng).
綜上所述,已有關(guān)于裝飾構(gòu)件對(duì)結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性影響的研究主要集中于高層建筑和懸挑結(jié)構(gòu),針對(duì)大跨屋蓋,特別是大跨貝殼形屋蓋的研究還鮮有報(bào)道. 由于大跨貝殼形屋蓋與高層建筑以及懸挑結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)特性具有很大的不同,主體結(jié)構(gòu)和局部構(gòu)件的風(fēng)荷載分布規(guī)律也不一樣. 因此,亟需對(duì)外表面有復(fù)雜裝飾條的大跨貝殼形屋蓋的風(fēng)荷載特性進(jìn)行研究,了解表面裝飾造型對(duì)屋面風(fēng)壓分布的影響,為類似結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供參考.
在已有關(guān)于結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性的研究方法中,風(fēng)洞試驗(yàn)雖然已廣泛應(yīng)用于工程結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)性能評(píng)估,但要考慮裝飾構(gòu)件對(duì)大跨度結(jié)構(gòu)的影響卻非常困難,主要原因在于裝飾構(gòu)件的尺寸相對(duì)較小,一般的縮尺模型難以呈現(xiàn)其幾何特征,而采用較大的縮尺模型除成本較高之外,一般風(fēng)洞還難以滿足阻塞比的要求. 與風(fēng)洞試驗(yàn)相比,CFD方法具有可以建立建筑原型尺度、周期短、成本低等優(yōu)點(diǎn),已廣泛應(yīng)用于大跨翹曲屋蓋、復(fù)雜體型高鐵站房屋蓋、可伸縮大跨體育場(chǎng)館屋蓋等大跨結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載特性研究[12-15].
為此,本文以某大跨高鐵站房屋蓋為對(duì)象,采用CFD方法,基于高性能計(jì)算機(jī)工作站和Rhino、Fluent15.0 軟件平臺(tái),建立了該大跨貝殼形屋蓋的數(shù)值風(fēng)洞模型,并采用風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)其可靠性和適用性進(jìn)行驗(yàn)證. 除建立有表面裝飾條 (surface decorative strips,SDS)的數(shù)值風(fēng)洞模型之外,還建立了無表面裝飾條 (no surface decorative strips,NSDS)的數(shù)值風(fēng)洞模型,研究了表面裝飾肋條對(duì)屋蓋風(fēng)荷載特性的影響,并分析了其受力機(jī)理.
湍流模擬采用工程中常用的雷諾平均法(RANS),并將大氣邊界層內(nèi)建筑物周圍低速流動(dòng)的空氣視為不可壓縮流體,其基本控制動(dòng)量方程(Navier-Stokes方程)和連續(xù)方程[16]分別如式(1)、(2).
式中:δij為克羅內(nèi)克(Kronecker)函數(shù);Cμ為經(jīng)驗(yàn)系數(shù);k和ε如式(5)、(6).
該屋蓋長跨143 m,短跨80 m,矢高24 m,其主體結(jié)構(gòu)采用順時(shí)針和逆時(shí)針各36根雙螺旋鋼箱梁呈空間相交接而成四邊形網(wǎng)格,網(wǎng)格內(nèi)填充有四周向中心有一定拱度的ETFE (ethylene tetra fluoro ethylene)氣枕,在屋蓋表面設(shè)有沿順時(shí)針鋼箱梁高出屋面約 50 cm的裝飾條,該屋蓋整體造型新穎獨(dú)特,類似于貝殼形,如圖1所示[17].
由于貝殼形屋蓋幾何形狀較為復(fù)雜,幾何模型的建立采用Rhino軟件進(jìn)行. 屋蓋的幾何模型有兩種,分別為有表面裝飾條模型和無表面裝飾條模型. 有表面裝飾條模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)完全一致,裝飾條沿鋼箱梁螺旋布置,為200 mm × 500 mm的矩形截面,相鄰裝飾條間最大垂直間距(屋蓋底部)為3.965 m,最小間距(屋蓋頂部)為0.950 m,除建立了屋蓋結(jié)構(gòu)表面的形狀之外,還呈現(xiàn)了ETFE氣枕(如圖2(a)所示). 無表面裝飾條屋蓋模型僅考慮屋蓋結(jié)構(gòu)表面的形狀,主要用作對(duì)比分析(如圖2(b)所示).
圖1 有表面裝飾條大跨貝殼形屋蓋(單位:m)Fig. 1 Large-span scalloped roof surface with decorative strips (unit:m)
圖2 貝殼形屋蓋幾何模型Fig. 2 Geometric model of shell-shaped roof
數(shù)值風(fēng)洞模型流體計(jì)算域的確定也較為重要,F(xiàn)ranke等[18-19]的研究表明:計(jì)算域的大小取決于建筑物覆蓋區(qū)域和邊界條件,根據(jù)該建筑物的實(shí)際尺寸(143 m(長) × 80 m(寬) × 24 m(高)),結(jié)合計(jì)算條件,將計(jì)算域取為1 200 m(長) × 800 m(寬) × 300 m(高). 建筑物中心(結(jié)構(gòu)平面長短軸交點(diǎn))位于流場(chǎng)沿流動(dòng)方向1/3處,中心距入口邊界5B,距出口邊界10B,距側(cè)面邊界5B,距頂面邊界10H,B和H分別為建筑物的寬度和高度,如圖3所示. 該數(shù)值風(fēng)洞的阻塞率為0.57%,小于風(fēng)洞試驗(yàn)建議的3.00%,可以滿足模擬建筑物所處大氣環(huán)境的要求[20].
圖3 數(shù)值風(fēng)洞的流體計(jì)算域和邊界條件(單位:m)Fig. 3 Fluid calculation domain and boundary conditions of numerical wind tunnel (unit: m)
在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí),采用了外流域使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,建筑物表面使用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的混合離散方法,網(wǎng)格尺寸隨距建筑物邊界距離的增大而增大. 相對(duì)于無表面裝飾條屋蓋,有表面裝飾條屋蓋由于表面裝飾條的存在,更加注重網(wǎng)格的精細(xì)化要求,對(duì)裝飾條及ETFE氣枕進(jìn)行局部精細(xì)化加密. 運(yùn)用處理軟件ICEM CFD 進(jìn)行網(wǎng)格劃分,有表面裝飾條屋蓋共劃分網(wǎng)格單元3428941個(gè),裝飾條旁最小體網(wǎng)格體積為1.178 × 105mm3,遠(yuǎn)處最大體網(wǎng)格尺寸為6.034 × 107mm3. 無裝飾條屋蓋共劃分網(wǎng)格單元 2657728個(gè),屋面局部網(wǎng)格劃分情況如圖4所示.
圖4 屋蓋表面局部網(wǎng)格劃分情況Fig. 4 Local meshing of the roof surface
數(shù)值風(fēng)洞的邊界條件如圖3所示. 入口邊界條件采用速度入口(velocity-inlet)模擬D類大氣邊界層風(fēng)剖面,平均風(fēng)速剖面、k和ε在入流口的分布均采用UDF編程與Fluent作接口實(shí)現(xiàn). 出口邊界條件采用完全發(fā)展出流邊界條件(outflow),即流場(chǎng)任意物理量沿出口法向梯度為0. 計(jì)算域頂部和兩側(cè)采用對(duì)稱邊界條件(symmetry)來等價(jià)黏性流動(dòng)中的無滑移壁面. 建筑物表面和地面采用無滑移的壁面條件Wall. 為計(jì)算方便,入口處湍流參數(shù)采用k和ε組合在邊界上賦值,如式(8)、(9)[20].
式中:V(Z)為平均風(fēng)速,V(Z) =V10(Z/10)α,V10為模型前方來流未擾動(dòng)區(qū)離地面10 m高度處的平均風(fēng)速,α為地面粗糙度指數(shù),取值 0.3;Z為離地高度;I為湍流強(qiáng)度;l為湍流積分尺度.
結(jié)合風(fēng)洞實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),高度Z處的I和l計(jì)算如式(10)、(11).
為保證計(jì)算的穩(wěn)定性,對(duì)流項(xiàng)的離散選用了具有三階精度的二次迎風(fēng)插值格式,速度壓力耦合采用SIMPLEC算法,同時(shí)各變量收斂殘差控制到10?5以下,以保證求解的精度.
試驗(yàn)在西南交通大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心XNJD-3大氣邊界層風(fēng)洞中完成,風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸為36.0 m(長) × 22.5 m(寬) × 4.5 m(高). 為考慮屋面裝飾條,模型縮尺比例取為1∶75,采用尖塔和立方體粗糙元組合的方法模擬D類風(fēng)場(chǎng),模型如圖5(a). 風(fēng)場(chǎng)風(fēng)速比與湍流度剖面如圖5(b)所示(圖中:ZG、U、UG分別為參考點(diǎn)高度、風(fēng)速和參考點(diǎn)處風(fēng)速;Iu為湍流強(qiáng)度).
圖5 模型在風(fēng)洞中的情況Fig. 5 Model in the wind tunnel
屋蓋結(jié)構(gòu)表面共計(jì)布置673個(gè)測(cè)點(diǎn),試驗(yàn)風(fēng)速為7 m/s,每個(gè)測(cè)點(diǎn)采樣時(shí)間為150 s,采樣頻率為200 Hz. 試驗(yàn)風(fēng)向角間隔為15°,共計(jì)測(cè)量了24個(gè)風(fēng)向角,如圖6所示. 圖中:a1~a18、b1~b12均為測(cè)點(diǎn). 每風(fēng)向重復(fù)測(cè)量2次,所有壓力測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)壓力時(shí)程同步獲得. 試驗(yàn)結(jié)果表明,風(fēng)荷載作用下,屋蓋以升力為主,屋蓋頂部區(qū)域風(fēng)壓系數(shù)較大,各風(fēng)向角下屋蓋頂部周邊區(qū)域的局部體型系數(shù)較其他區(qū)域大,屋蓋陡端區(qū)域局部體型系數(shù)較緩端局部體型系數(shù)大[16].
圖8 風(fēng)壓系數(shù)偏差比隨測(cè)點(diǎn)的變化曲線Fig. 8 Variation curve of deviation ratio of wind pressure coefficient with measuring points
從圖7、8中可以看出:試驗(yàn)值與計(jì)算值變化趨勢(shì)基本一致,總體而言,短軸方向平均風(fēng)壓系數(shù)試驗(yàn)值與計(jì)算值的差異較長軸方向小,270° 風(fēng)向角較 0°風(fēng)向角的差異小. 長軸方向:0° 風(fēng)向角時(shí),處于尾流區(qū)的遠(yuǎn)端測(cè)點(diǎn)a1~a4的平均風(fēng)壓系數(shù)試驗(yàn)值與計(jì)算值的差異較大,風(fēng)壓系數(shù)偏差比大于0.5,尾流區(qū)尾端測(cè)點(diǎn)a1的風(fēng)壓系數(shù)偏差比約為1.2,其余測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)偏差比在 ± 0.5以內(nèi),說明數(shù)值模型對(duì)于尾流區(qū)的模擬仍有待于進(jìn)一步研究;270° 風(fēng)向角時(shí),偏差比在 ± 0.26以內(nèi),長軸方向屋面緩端測(cè)點(diǎn)a10~a18的計(jì)算值比試驗(yàn)值要高一些,主要原因可能在于測(cè)點(diǎn)附近裝飾肋條的旋轉(zhuǎn)方向?yàn)樽栾L(fēng)向,氣流在局部的流向及流速會(huì)產(chǎn)生突變,在屋蓋上形成具有較高吸力特性的渦流,使得風(fēng)壓系數(shù)計(jì)算值的絕對(duì)值大于風(fēng)洞試驗(yàn). 短軸方向:0° 風(fēng)向角時(shí),偏差比在 ±0.18以內(nèi);270° 風(fēng)向角時(shí),偏差比在 ± 0.31以內(nèi).
3.2.2 屋面風(fēng)荷載體型系數(shù)
為了解風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值與試驗(yàn)值之間偏差情況,定義風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差為
式中:us,Exp為風(fēng)荷載體型系數(shù)試驗(yàn)值;us,Sim為風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值.
將整個(gè)屋蓋分為27個(gè)區(qū)域, 0° 及270° 風(fēng)向角下,經(jīng)數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)所得到的屋蓋局部區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)分布情況如圖9所示,圖中無框數(shù)字為數(shù)值計(jì)算結(jié)果,方框內(nèi)數(shù)字為風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果. 從圖中可以看出:0° 風(fēng)向角時(shí),來流側(cè)屋蓋前段的4個(gè)區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)為正值,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)均為負(fù)值;270° 風(fēng)向角時(shí),除來流側(cè)的近端區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)為正值外,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)均為負(fù)值. 屋蓋各區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值與試驗(yàn)值的分布規(guī)律基本一致,風(fēng)荷載體型系數(shù)大都為負(fù)值,以吸力為主,說明貝殼形屋蓋與圓球屋蓋及橢球屋蓋等大跨度結(jié)構(gòu)具有相似風(fēng)壓分布風(fēng)特性[21-22];0° 風(fēng)向角時(shí),除尾流區(qū)外,風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值略大于試驗(yàn)值,屋蓋頂部區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)最大,風(fēng)荷載體型系數(shù)試驗(yàn)值為 ?0.51,計(jì)算值為?0.54;270° 風(fēng)向角時(shí),在屋蓋的緩端及迎風(fēng)面,風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值略大于試驗(yàn)值,風(fēng)荷載體型系數(shù)最大值出現(xiàn)在屋蓋頂部周邊區(qū)塊,風(fēng)荷載體型系數(shù)試驗(yàn)值為?0.69,計(jì)算值為?0.71.
圖9 屋蓋局部區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)分布Fig. 9 Distribution of wind load shape coefficient of local block in the roof
在0° 及270° 風(fēng)向角下,屋蓋各區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差如圖10所示. 0° 風(fēng)向角下,除屋面正負(fù)壓過渡區(qū)域風(fēng)壓本身較小不具有參考價(jià)值,尾流區(qū)的數(shù)值模擬存在局限性[23],相對(duì)誤差較大之外,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差在 ± 25%以內(nèi). 與0° 風(fēng)向角類似,270° 風(fēng)向角下,除屋面正負(fù)壓過渡區(qū)域及尾流區(qū)的相對(duì)誤差較大之外,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差也在 ± 25%以內(nèi).
圖8 風(fēng)壓系數(shù)偏差比隨測(cè)點(diǎn)的變化曲線Fig. 8 Variation curve of deviation ratio of wind pressure coefficient with measuring points
從圖7、8中可以看出:試驗(yàn)值與計(jì)算值變化趨勢(shì)基本一致,總體而言,短軸方向平均風(fēng)壓系數(shù)試驗(yàn)值與計(jì)算值的差異較長軸方向小,270° 風(fēng)向角較 0°風(fēng)向角的差異小. 長軸方向:0° 風(fēng)向角時(shí),處于尾流區(qū)的遠(yuǎn)端測(cè)點(diǎn)a1~a4的平均風(fēng)壓系數(shù)試驗(yàn)值與計(jì)算值的差異較大,風(fēng)壓系數(shù)偏差比大于0.5,尾流區(qū)尾端測(cè)點(diǎn)a1的風(fēng)壓系數(shù)偏差比約為1.2,其余測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)偏差比在 ± 0.5以內(nèi),說明數(shù)值模型對(duì)于尾流區(qū)的模擬仍有待于進(jìn)一步研究;270° 風(fēng)向角時(shí),偏差比在 ± 0.26以內(nèi),長軸方向屋面緩端測(cè)點(diǎn)a10~a18的計(jì)算值比試驗(yàn)值要高一些,主要原因可能在于測(cè)點(diǎn)附近裝飾肋條的旋轉(zhuǎn)方向?yàn)樽栾L(fēng)向,氣流在局部的流向及流速會(huì)產(chǎn)生突變,在屋蓋上形成具有較高吸力特性的渦流,使得風(fēng)壓系數(shù)計(jì)算值的絕對(duì)值大于風(fēng)洞試驗(yàn). 短軸方向:0° 風(fēng)向角時(shí),偏差比在 ±0.18以內(nèi);270° 風(fēng)向角時(shí),偏差比在 ± 0.31以內(nèi).
3.2.2 屋面風(fēng)荷載體型系數(shù)
為了解風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值與試驗(yàn)值之間偏差情況,定義風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差為
式中:us,Exp為風(fēng)荷載體型系數(shù)試驗(yàn)值;us,Sim為風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值.
將整個(gè)屋蓋分為27個(gè)區(qū)域, 0° 及270° 風(fēng)向角下,經(jīng)數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)所得到的屋蓋局部區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)分布情況如圖9所示,圖中無框數(shù)字為數(shù)值計(jì)算結(jié)果,方框內(nèi)數(shù)字為風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果. 從圖中可以看出:0° 風(fēng)向角時(shí),來流側(cè)屋蓋前段的4個(gè)區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)為正值,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)均為負(fù)值;270° 風(fēng)向角時(shí),除來流側(cè)的近端區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)為正值外,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)均為負(fù)值. 屋蓋各區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值與試驗(yàn)值的分布規(guī)律基本一致,風(fēng)荷載體型系數(shù)大都為負(fù)值,以吸力為主,說明貝殼形屋蓋與圓球屋蓋及橢球屋蓋等大跨度結(jié)構(gòu)具有相似風(fēng)壓分布風(fēng)特性[21-22];0° 風(fēng)向角時(shí),除尾流區(qū)外,風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值略大于試驗(yàn)值,屋蓋頂部區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)最大,風(fēng)荷載體型系數(shù)試驗(yàn)值為 ?0.51,計(jì)算值為?0.54;270° 風(fēng)向角時(shí),在屋蓋的緩端及迎風(fēng)面,風(fēng)荷載體型系數(shù)計(jì)算值略大于試驗(yàn)值,風(fēng)荷載體型系數(shù)最大值出現(xiàn)在屋蓋頂部周邊區(qū)塊,風(fēng)荷載體型系數(shù)試驗(yàn)值為?0.69,計(jì)算值為?0.71.
圖9 屋蓋局部區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)分布Fig. 9 Distribution of wind load shape coefficient of local block in the roof
在0° 及270° 風(fēng)向角下,屋蓋各區(qū)塊風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差如圖10所示. 0° 風(fēng)向角下,除屋面正負(fù)壓過渡區(qū)域風(fēng)壓本身較小不具有參考價(jià)值,尾流區(qū)的數(shù)值模擬存在局限性[23],相對(duì)誤差較大之外,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差在 ± 25%以內(nèi). 與0° 風(fēng)向角類似,270° 風(fēng)向角下,除屋面正負(fù)壓過渡區(qū)域及尾流區(qū)的相對(duì)誤差較大之外,其余區(qū)塊的風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差也在 ± 25%以內(nèi).
圖10 風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差Fig. 10 Relative error of wind load shape coefficient
綜上所述,數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果除在屋蓋正負(fù)壓過渡區(qū)和尾流區(qū)存在較大差異之外,0°風(fēng)向角時(shí),長軸方向的測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的偏差比在± 0.50以內(nèi),短軸方向的偏差比在 ± 0.18以內(nèi),270°風(fēng)向角時(shí),長軸方向的測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的偏差比在± 0.26以內(nèi),短軸方向的偏差比在 ± 0.31以內(nèi);0°及270° 風(fēng)向角下,風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差均在± 25%以內(nèi).
為研究裝飾條對(duì)貝殼形屋蓋表面風(fēng)荷載特性的影響,分別建立了某高鐵站房貝殼形屋蓋的有表面裝飾條和無表面裝飾條的數(shù)值風(fēng)洞模型,并分別進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算. 通過對(duì)各風(fēng)向角下的風(fēng)荷載升力系數(shù)、風(fēng)荷載局部體型系數(shù)和速度矢量圖的對(duì)比分析,探討裝飾條對(duì)貝殼形屋蓋風(fēng)荷載特性的影響.
對(duì)有裝飾條模型采用數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)得到了各風(fēng)向角下的風(fēng)荷載升力系數(shù),對(duì)無裝飾條模型采用數(shù)值模擬計(jì)算升力系數(shù). 此處,將風(fēng)荷載升力系數(shù)定義為屋蓋所受豎向風(fēng)荷載與屋面標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)荷載之比,如式(16).
式中:βj為第j種情況時(shí)的風(fēng)荷載升力系數(shù),此處j取1、2、3,分別為有裝飾條模型數(shù)值計(jì)算、有裝飾條模型風(fēng)洞試驗(yàn)和無裝飾條模型數(shù)值計(jì)算,余同;Fj為第j種情況時(shí)屋蓋所受豎向風(fēng)荷載;V為來流風(fēng)速;A為屋面參考面積.
各風(fēng)向角下,風(fēng)荷載升力系數(shù)及偏差率見表1.從表中可以看出:有表面裝飾條模型數(shù)值計(jì)算與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果相比,二者的差異較小,風(fēng)荷載升力系數(shù)偏差率在?7.1%~6.1%之間;有表面裝飾條模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果與無表面裝飾條模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果相比,各風(fēng)向角下,無表面裝飾條模型的風(fēng)荷載升力系數(shù)要大一些,偏差率在1.5%~22.4%之間,當(dāng)風(fēng)向角為90° 和270° 時(shí),由于裝飾條的旋轉(zhuǎn)方向?yàn)樽栾L(fēng)向且阻擋面積最大,偏差幅度較大,當(dāng)風(fēng)向角為0°和180° 時(shí),二者的差異較小;有表面裝飾條模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果與無表面裝飾條模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果相比,除180° 風(fēng)向角下,二者基本相同之外,其余各風(fēng)向角下,均為無表面裝飾條模型的風(fēng)荷載升力系數(shù)偏大,偏差率在?0.8%~22.4%之間,當(dāng)風(fēng)向角為90° 和270° 時(shí),偏差率較大,當(dāng)風(fēng)向角為0° 和180°時(shí),二者的差異較小.
表1 各風(fēng)向角下的風(fēng)荷載升力系數(shù)及偏差率Tab. 1 Wind load lift coefficient and deviation rate undereach wind direction angle
風(fēng)荷載升力系數(shù)隨風(fēng)向角的變化情況如圖11所示,從圖中也可以明顯看出:各風(fēng)向角下,有表面裝飾條模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果之間的差異較小,而與無表面裝飾條模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果之間的差異隨風(fēng)向角有較為明顯的變化,當(dāng)風(fēng)向角為90° 和270° 時(shí),偏差率較大,當(dāng)風(fēng)向角為0° 和180°時(shí),二者的差異較小.
圖11 風(fēng)荷載升力系數(shù)隨風(fēng)向角的變化情況Fig. 11 Variation of lift coefficient of wind load with wind direction angle
總體說來,有表面裝飾條的貝殼形屋蓋較無表面裝飾條的風(fēng)荷載升力系數(shù)小,說明表面裝飾條對(duì)于大跨度貝殼形屋蓋的整體抗風(fēng)是有利的,這與Letchford等[24]的結(jié)論基本一致.
為了解裝飾肋條對(duì)屋蓋局部圍護(hù)結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載特性的影響,將整個(gè)屋面以相鄰4塊ETFE氣枕劃分為一個(gè)區(qū)塊,整個(gè)屋蓋總計(jì)有的235個(gè)區(qū)塊,區(qū)塊編號(hào)分別為1、2、···、235,區(qū)塊總體劃分情況如圖12所示. 風(fēng)荷載局部體型系數(shù)的計(jì)算方法與風(fēng)荷載體型系數(shù)的計(jì)算方法類似,此處不再贅述.
圖12 風(fēng)向角及細(xì)部區(qū)塊定義Fig. 12 Definition of wind direction angle and detailed block
采用數(shù)值模擬方法分別計(jì)算有表面裝飾條模型和無表面裝飾條模型的風(fēng)荷載局部體型系數(shù)(Us1),圖13為典型風(fēng)向角(0° 和270°)下各區(qū)塊的風(fēng)荷載局部體型系數(shù)隨區(qū)塊的變化曲線. 從圖中可以看出:裝飾條對(duì)風(fēng)荷載局部體型系數(shù)的影響程度與風(fēng)向角有關(guān),0° 風(fēng)向角時(shí),裝飾肋條對(duì)局部風(fēng)壓的影響較大,270° 風(fēng)向角時(shí),裝飾肋條對(duì)局部風(fēng)壓的影響較小. 在迎風(fēng)面,裝飾肋條對(duì)風(fēng)荷載局部體型系數(shù)的影響較小,二者較為接近,越靠近屋蓋頂部二者差異越大. 在兩側(cè)繞流區(qū)域和尾流區(qū)域,有表面裝飾肋條屋蓋的風(fēng)荷載局部體型系數(shù)小于無表面裝飾肋條屋蓋. 同時(shí),無論是正壓還是負(fù)壓,有表面裝飾肋條屋蓋的風(fēng)荷載局部體型系數(shù)都要小于無表面裝飾肋條屋蓋.
為了解裝飾肋條對(duì)屋面局部風(fēng)壓的影響程度,定義風(fēng)荷載局部體型系數(shù)偏差比為
式中:usl,NSDS為無表面裝飾肋條屋蓋風(fēng)荷載局部體型系數(shù);usl,SDS為有表面裝飾肋條屋蓋風(fēng)荷載局部體型系數(shù).
圖13 風(fēng)荷載局部體型系數(shù)隨區(qū)塊的變化曲線Fig. 13 Variation curve of local shape coefficient of wind load with block size
圖14為風(fēng)荷載局部體型系數(shù)偏差比隨區(qū)塊的變化曲線. 從圖中可以看出:各風(fēng)向角下,裝飾條可以減少大部分區(qū)塊的局部風(fēng)壓,同時(shí)也會(huì)使個(gè)別區(qū)塊的局部風(fēng)壓增大. 與無表面裝飾肋條屋蓋相比,0°風(fēng)向角下,設(shè)置裝飾肋條可以減小屋面局部風(fēng)壓50%左右,同時(shí)會(huì)使得個(gè)別區(qū)塊的風(fēng)壓最大增加4.5倍左右,270° 風(fēng)向角時(shí),大部分區(qū)塊的風(fēng)荷載局部體型系數(shù)偏差比在0~0.5之間,個(gè)別區(qū)塊的風(fēng)荷載局部體型系數(shù)偏差比較大,最大值接近?5.0.
綜上所述,裝飾肋條并未改變大跨度貝殼形屋蓋以吸力為主的風(fēng)荷載作用機(jī)制,與無表面裝飾肋條相比,設(shè)置裝飾肋條可以使屋面大部分區(qū)域的局部風(fēng)壓減小0~50%左右,但也會(huì)使得屋面?zhèn)€別區(qū)域的風(fēng)壓增大最大達(dá)5倍,在對(duì)局部附屬構(gòu)件的設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以重點(diǎn)關(guān)注.
為深入了解屋面裝飾肋條對(duì)貝殼形屋蓋影響機(jī)理,本文以屋蓋頂部附近典型區(qū)域part 1 (見圖12)為例,分析裝飾肋條對(duì)風(fēng)壓系數(shù)分布和風(fēng)速矢量的影響.
圖14 風(fēng)荷載局部體型系數(shù)偏差比隨區(qū)塊的變化曲線Fig. 14 Variation curve of deviation ratio of local shape factor of wind load with block size
4.3.1 局部區(qū)域風(fēng)壓系數(shù)分布
圖15為0° 風(fēng)向角下的屋面part 1的風(fēng)壓系數(shù)分布情況. 從圖中可以看出:在屋面頂部邊緣處,無表面裝飾條屋蓋的風(fēng)壓系數(shù)在?0.70~?0.90,有表面裝飾條時(shí)為?0.60,減小風(fēng)壓15%~33%;帶有肋條區(qū)域總體來講是肋條處的風(fēng)壓系數(shù)較大,為?0.80,肋條之間風(fēng)壓系數(shù)較小,為?0.40~?0.60,無表面裝飾肋條的風(fēng)壓系數(shù)為?0.55~?0.70. 圖16為270° 風(fēng)向角下的屋面part 1的風(fēng)壓系數(shù)分布情況.從圖中可以看出:無表面裝飾條的屋頂風(fēng)壓系數(shù)為?0.24~?0.38,有表面裝飾條屋頂為?0.15~?0.30,風(fēng)壓降幅在27%~37%;無表面裝飾條的屋面風(fēng)壓系數(shù)為?0.22~?0.34,而有表面裝飾條屋面為?0.10~?0.20,風(fēng)壓降幅在40%~55%,而帶有裝飾條區(qū)域依然是肋條處的風(fēng)壓系數(shù)較大,為?0.40. 出現(xiàn)這種較大差異的原因可能在于裝飾肋條之間存在一定的狹管效應(yīng)以及肋條對(duì)風(fēng)流的阻擋作用,裝飾肋條的設(shè)置會(huì)導(dǎo)致肋條自身的局部風(fēng)壓較大,在設(shè)計(jì)時(shí)務(wù)必予以重點(diǎn)注意,同時(shí),又可以降低無肋條區(qū)域的表面風(fēng)壓15%~50%左右,這對(duì)ETFE氣枕的抗風(fēng)是有利的.
圖15 0° 風(fēng)向角part 1風(fēng)壓系數(shù)分布Fig. 15 Wind pressure coefficient distribution of part 1 under 0° wind angle
圖16 270° 風(fēng)向角part 1風(fēng)壓系數(shù)分布Fig. 16 Wind pressure coefficient distribution of part 1 under 270° wind angle
4.3.2局部區(qū)域速度矢量分布
圖17為屋面在0° 風(fēng)向角下part 1區(qū)域的屋蓋表面風(fēng)速示意. 從圖中可以看出:相較于無表面裝飾條屋蓋,裝飾肋條之間具有一定的狹管效應(yīng),肋條對(duì)風(fēng)流的阻擋效應(yīng)致使風(fēng)流在肋條處有明顯的漩渦產(chǎn)生,這種漩渦可能對(duì)風(fēng)速有放大作用,從而使得肋條處的風(fēng)壓較高,風(fēng)壓存在突變現(xiàn)象. 由于裝飾肋條呈螺旋形,風(fēng)向角對(duì)裝飾肋條間的狹管效應(yīng)以及肋條阻擋效應(yīng)影響也較大. 0° 風(fēng)向角下,肋條和屋蓋表面的風(fēng)流均隨螺旋形肋條的旋轉(zhuǎn)改變,圖中非常清楚的顯示了裝飾肋條之間的狹管效應(yīng)及導(dǎo)流作用.
圖17 0° 風(fēng)向角下part 1速度示意Fig. 17 Velocity vector of part 1 for 0° wind direction angle
圖18為0° 風(fēng)向角下10 m高度處水平風(fēng)速矢量圖. 可以看出:有表面裝飾條屋蓋由于裝飾條的存在導(dǎo)致側(cè)面來流的分離而在背風(fēng)面形成小區(qū)域尾渦,無裝飾條屋蓋則來流附著屋蓋表面流動(dòng),背風(fēng)面無尾渦形成;圖19為270° 風(fēng)向角下10 m高度處水平風(fēng)速矢量圖,兩種模型均在背風(fēng)面形成對(duì)稱尾渦,但有裝飾條屋蓋尾渦區(qū)域要大于無裝飾條屋蓋,這是由于此風(fēng)向角下建筑物側(cè)面繞流明顯,而裝飾條的存在加劇了來流分離,從而在背風(fēng)面形成較大尾渦區(qū).
圖18 0° 風(fēng)向角下10 m高度處水平風(fēng)速示意Fig. 18 Horizontal wind speed vector at 10 m height under 0° wind angle
圖19 270° 風(fēng)向角下10 m高度處水平風(fēng)速示意Fig. 19 Horizontal wind speed vector at 10 m height under 270° wind angle
綜上所述,表面有螺旋形裝飾條的大跨貝殼形屋蓋表面流體運(yùn)動(dòng)復(fù)雜,影響其表面的風(fēng)壓分布的因素眾多,有無裝飾條、裝飾條的布置形式以及來流方向等均會(huì)有影響,但有裝飾條屋蓋會(huì)降低整體風(fēng)壓而局部出現(xiàn)小區(qū)域高負(fù)壓,設(shè)置裝飾條對(duì)結(jié)構(gòu)整體抗風(fēng)是有利的,但裝飾條及其周圍區(qū)域應(yīng)加強(qiáng)局部抗風(fēng)設(shè)計(jì).
1) 采用已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)有表面裝飾肋條的大跨貝殼形屋蓋的數(shù)值風(fēng)洞模型的可靠性進(jìn)行了驗(yàn)證,軸向測(cè)點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)試驗(yàn)值與計(jì)算值變化趨勢(shì)一致,風(fēng)荷載體型系數(shù)相對(duì)誤差在 ± 25%以內(nèi),風(fēng)荷載升力系數(shù)偏差率在?7.1%~6.1%.
2) 各風(fēng)向角下,無表面裝飾條模型的風(fēng)荷載升力系數(shù)比有表面裝飾條模型大,最大偏差率可達(dá)22.4%,且風(fēng)向角為90° 和270° 時(shí),偏差率較大,風(fēng)向角為0° 和180° 時(shí),二者的差異較小,表面裝飾條的設(shè)置對(duì)于大跨度貝殼形屋蓋的整體抗風(fēng)是有利的.
3) 裝飾條的設(shè)置并不改變大跨度貝殼形屋蓋以吸力為主的風(fēng)荷載作用機(jī)制,與無表面裝飾條相比,設(shè)置裝飾條可以使屋面大部分區(qū)域的局部風(fēng)壓減小0~50%左右,但也會(huì)使得屋面?zhèn)€別區(qū)域的風(fēng)壓增大2~5倍,局部附屬構(gòu)件的設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以重點(diǎn)關(guān)注.
4) 裝飾肋條之間具有一定的狹管效應(yīng),肋條對(duì)風(fēng)流的阻擋效應(yīng)致使風(fēng)流在肋條處有明顯的漩渦產(chǎn)生,這種漩渦可能對(duì)風(fēng)速有放大的作用,從而使得肋條自身的風(fēng)壓較高.