董 欣，丁潔民，鄒云峰，左太輝

(1.同濟大學(xué)建筑設(shè)計研究院(集團)有限公司， 上海 200092；2.上海防災(zāi)救災(zāi)研究所， 上海 200092；3.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南，長沙 410075)

高層建筑的外形是影響其風(fēng)荷載特性的重要因素。合理的氣動外形可經(jīng)濟、有效地減小建筑物所承受的風(fēng)荷載，因此研究學(xué)者們自20世紀80年代便已開展高層建筑的抗風(fēng)氣動優(yōu)化措施研究。根據(jù)氣動措施對于建筑外形的影響和修正程度，可分為較大修正和較小修正。錐度化、扭轉(zhuǎn)、開洞等氣動措施為較大修正，其將顯著影響建筑的設(shè)計概念。角部處理、擾流板、開槽等氣動措施為較小修正，其對于建筑外形的影響較小[1?3]。在較小修正的角部處理措施中，倒角化已成為高層建筑抗風(fēng)設(shè)計最常用的氣動措施。

國內(nèi)外學(xué)者研究倒角化氣動措施最常用的載體即方形截面柱體。Elshaer等[4]通過數(shù)值模擬，對比了倒角化處理(倒角半徑/方柱邊長為0.16)、切角化處理和角部縮進對于減小方柱整體力的效用，指出倒角化處理是減小柱體阻力最有效的氣動措施，這是因為倒角化處理使得分離剪切層在側(cè)面再附，如此尾流寬度減小，方柱整體阻力降低[5?6]；且即使在0°風(fēng)向下，分離剪切層的再附現(xiàn)象仍然存在[7]。倒角化處理對于方柱整體力的影響勢必與倒角半徑有關(guān)，為此，Miran等[8]通過數(shù)值模擬技術(shù)，探討了采用倒角化處理后，方柱阻力、升力和斯托羅哈數(shù)St隨倒角半徑(倒角半徑/方柱邊長為0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5)的變化規(guī)律。結(jié)果表明，當(dāng)?shù)菇前霃皆龃?，St也隨之增大；平均阻力和升力均方根減小，但并非單調(diào)減小，其最小值出現(xiàn)在倒角半徑/方柱邊長為0.2的工況。此后，Miran等[9]進一步對比了采用倒角化處理后方柱阻力和升力的降幅，發(fā)現(xiàn)升力的降幅大于阻力。除可降低阻力和升力外，Kawai[10]指出倒角化處理同時也是抑制方柱氣彈不穩(wěn)定性的最有效的氣動措施。

倒角化處理對于方柱整體風(fēng)力的影響實質(zhì)上是通過改變柱體周圍的流場特性予以實現(xiàn)，因此，國內(nèi)外學(xué)者通過流場顯示試驗和數(shù)值模擬，考察對比了采用倒角化處理前后方柱周圍的繞流特性。對于直角方柱，學(xué)者們試圖對不同風(fēng)向下柱體側(cè)面的繞流模式進行分類。通過粒子圖像測速法(particle image velocimetry，PIV)和煙線法，Yen等[11]觀察了不同風(fēng)向下，方柱周圍的流場特性，發(fā)現(xiàn)方柱側(cè)面的流動模式可分為3種：迎風(fēng)前緣分離、分離泡和附著流動；其同時給出了平均阻力、升力和St隨風(fēng)向的變化。指出方柱的最小平均阻力和最大平均升力均出現(xiàn)在風(fēng)向12°～13°的工況，最大St出現(xiàn)在風(fēng)向15°。Huang等[12]通過煙線法和表面油流法，細致觀察了0°～45°風(fēng)向下方柱側(cè)面流動特性的變化，給出了相應(yīng)的流動拓撲結(jié)構(gòu)，其將不同風(fēng)向下的方柱周圍繞流分為亞臨界模式、超臨界模式和楔形流動模式。采用倒角化處理后，柱體周圍的繞流特性發(fā)生顯著變化。結(jié)合PIV試驗和水洞中的流場顯示試驗，Hu等[13]給出了采用倒角化處理后(倒角半徑/方柱邊長為0.157、0.236、0.5)，方柱近尾流特性的變化，并分析了其對方柱整體風(fēng)力系數(shù)的影響。結(jié)果表明，當(dāng)?shù)菇前霃皆龃?，脫落旋渦的強度減弱，旋渦環(huán)量減小，St及旋渦形成長度均增大，方柱整體阻力降低。杜曉慶等[14]采用大渦模擬的方法，對均勻流場下的倒角化方柱(倒角半徑/方柱邊長為0.14)表面風(fēng)壓特性、風(fēng)力特性及其周圍的繞流特性開展研究，分析了倒角化方柱氣動力減小的原因。Paul等[15]在水洞中采用PIV技術(shù)，觀察了風(fēng)向?qū)τ诘菇腔匦沃w(倒角半徑/柱體短邊邊長為0.5)周圍流場特性的影響。指出當(dāng)風(fēng)向增大，柱體后部順風(fēng)向旋渦尺寸增大，橫風(fēng)向旋渦尺寸減?。坏洳⑽搓U述流場特性對于矩形柱體整體風(fēng)力系數(shù)的影響。

綜上，國內(nèi)外學(xué)者已就倒角化處理對于方形截面柱體整體風(fēng)力及其周圍繞流特性的影響開展較系統(tǒng)的研究；然而，關(guān)于倒角化處理對于矩形截面柱體風(fēng)荷載特性的影響研究仍顯匱乏。目前雖有少數(shù)學(xué)者對倒角化矩形柱體周圍繞流開展研究，但其僅關(guān)注流場，卻未將流場特性與矩形柱體的整體風(fēng)力結(jié)合考慮；而矩形柱體(矩形截面高層建筑的簡化模型)在實際工程中的應(yīng)用非常廣泛，對其整體風(fēng)力及其周圍繞流特性的研究具有實際工程意義。鑒于此，本文以倒角化矩形高層建筑作為研究對象；且為了特別考察倒角化處理對于建筑側(cè)面分離泡的影響，將矩形高層建筑長寬比設(shè)定為發(fā)生穩(wěn)定再附的臨界長寬比3∶1[16?18]。通過測壓試驗，考察倒角化矩形高層建筑的風(fēng)壓分布、整體風(fēng)力和St；通過PIV試驗，定量觀察其近尾流流動特性；從流場作用角度，揭示倒角化處理對于矩形高層建筑風(fēng)荷載特性的影響機理。所得結(jié)果可為建筑師進行高層建筑設(shè)計選型提供一定的數(shù)據(jù)支撐。

1 剛性模型風(fēng)洞測壓試驗

1.1 風(fēng)場模擬

本文剛性模型測壓試驗是在湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗研究中心的HD-2大氣邊界層風(fēng)洞中完成的。試驗段寬3 m、高2.5 m、長17 m。參考點設(shè)置在建筑頂部，該處風(fēng)速為10 m/s，湍流度為11%。試驗地貌為B類，相應(yīng)的風(fēng)速剖面、湍流度剖面及脈動風(fēng)速譜模擬結(jié)果見圖1。

1.2 模型設(shè)計

試驗?zāi)Ｐ?4個)為矩形高層建筑的縮尺模型，縮尺比1∶300。模型平面尺寸均為100 mm(B)×300 mm(D)，高度H均為610 mm，采用有機玻璃制成(圖2)。模型R2為直角模型；模型RC1、RC2和RC3的角部均采用倒角化處理，倒角半徑R分別為5 mm、10 mm和20 mm，對應(yīng)倒角化率R/B分別為5%、10%和20%。

圖2 試驗?zāi)Ｐ虵ig.2 Experimental models

在R2模型表面，沿高度設(shè)置11個測點層，每層布置28個測點，共308個測點。在RC1、RC2和RC3模型表面，沿高度分別設(shè)置11個測點層，每層布置32個測點，共352個測點。試驗風(fēng)向θ為0°～90°，間隔10°，且增加45°風(fēng)向，共11種試驗風(fēng)向(圖3)。

圖3 測點平面布置圖 /mmFig.3 Tap locations

試驗中，采用電子壓力掃描閥對模型表面風(fēng)壓進行同步測量。采樣頻率為325 Hz，每個測點采集6600個數(shù)據(jù)，采樣時長20.3 s。為消除風(fēng)壓信號途徑測壓系統(tǒng)產(chǎn)生的畸變，已采用測壓管路系統(tǒng)的傳遞函數(shù)對原始風(fēng)壓數(shù)據(jù)進行修正。

1.3 數(shù)據(jù)處理

各測壓點的風(fēng)壓值均采用無量綱風(fēng)壓系數(shù)表示，其計算式為：

式中：Cpi(t)為第i測壓點t時刻的風(fēng)壓系數(shù)；Pi(t)為所測得的第i測壓點t時刻的風(fēng)壓；P∞為參考點處的平均靜壓；ρ為空氣密度；UH為參考點處的平均風(fēng)速。

2 風(fēng)荷載特性

2.1 風(fēng)壓分布

本節(jié)以2H/3高度處的橫截面為例，繪制4個模型在該高度處的平均風(fēng)壓分布，如圖4所示。需要說明的是，為清晰呈現(xiàn)4個模型表面的風(fēng)壓變化趨勢，圖4為根據(jù)模型表面測點平均風(fēng)壓所繪制的示意圖(按測得的風(fēng)壓進行了等比例放大)。

由圖4可見，4個模型表面風(fēng)壓分布隨風(fēng)向發(fā)生變化，較大變化出現(xiàn)在AD面和AB面。具體而言，0°和10°風(fēng)向下，4個模型2H/3高度處的風(fēng)壓分布形狀基本一致，其中AD面和BC面的風(fēng)吸力主要受制于旋渦脫落運動[19]。20°風(fēng)向下，RC3模型AD面風(fēng)吸力呈現(xiàn)明顯的梯度分布，這種梯度分布特征與分離泡作用有關(guān)[20]；另3個模型AD面風(fēng)吸力尚未呈現(xiàn)梯度分布。當(dāng)風(fēng)向達到30°，4個模型AD面風(fēng)吸力均呈現(xiàn)出旋渦誘導(dǎo)下的梯度分布，可以認為此時該面上的分離剪切層均再附形成分離泡。當(dāng)風(fēng)向繼續(xù)增大至40°，AD面仍表現(xiàn)為風(fēng)吸力，但數(shù)值減?。淮藭r分離的剪切層無再附，來流沿AD面順流而下。當(dāng)風(fēng)向為45°～60°時，AD面逐漸轉(zhuǎn)為迎風(fēng)面，其表面亦開始出現(xiàn)風(fēng)壓力；此時AB面背風(fēng)邊緣附近為風(fēng)吸力。這是因為在尾流中的逆流作用下，AB面和BC面交線處的分離流向上游移動形成回流泡，該回流泡促使AB面背風(fēng)邊緣附近出現(xiàn)風(fēng)吸力。至風(fēng)向70°時，AD面已全部轉(zhuǎn)為風(fēng)壓力，AB面風(fēng)吸力所占據(jù)面積逐漸增大。當(dāng)風(fēng)向達到90°時，AD面作為迎風(fēng)面完全承擔(dān)風(fēng)壓力，AB面作為側(cè)風(fēng)面完全承擔(dān)風(fēng)吸力，且4個模型AB面的風(fēng)吸力均呈現(xiàn)明顯的梯度分布，這是由于分離剪切層在側(cè)面發(fā)生穩(wěn)定再附所致[16]。

圖4 不同風(fēng)向下模型典型截面的平均風(fēng)壓分布(2H/3)Fig.4 Mean wind pressure distribution of typical section under different wind angles(2H/3)

如上文所述，20°和30°風(fēng)向下，4個模型的AD面陸續(xù)出現(xiàn)流動再附形成分離泡。為進一步觀察此時的風(fēng)壓變化趨勢，圖5和圖6繪制了兩種風(fēng)向下，4個模型AD面2H/3處的風(fēng)壓分布。圖中S為AD面2H/3處各測點至迎風(fēng)邊緣的距離。

根據(jù)圖4，20°風(fēng)向下，RC3模型的AD面最先發(fā)生流動再附，故其表面風(fēng)吸力呈現(xiàn)較大的變化梯度(圖5(a))，RC2模型的梯度次之，RC1和R2模型的梯度較緩。在圖6(a)中，RC3模型的脈動風(fēng)壓曲線中出現(xiàn)明顯峰值。Mannini等[20]認為該峰值點近似對應(yīng)分離泡的再附點。30°風(fēng)向下，推測4個模型AD面上的分離剪切層均再附形成分離泡，故圖5(b)中的風(fēng)吸力曲線均呈現(xiàn)出一定的變化梯度，其中RC3模型的梯度最大，RC2模型次之，RC1模型再次之，R2模型的梯度最小。因此，當(dāng)?shù)菇前霃皆龃?，分離泡在矩形高層建筑側(cè)面誘導(dǎo)的風(fēng)壓梯度也隨之增大，較大風(fēng)吸力主要集中在迎風(fēng)前緣附近。此外根據(jù)圖6(b)，4個模型AD面的脈動風(fēng)壓曲線中均出現(xiàn)明顯峰值，且RC3模型的脈動風(fēng)壓峰值最小。對比4個峰值點的位置(即分離泡再附位置)可見：RC3模型峰值點(再附點)更靠近迎風(fēng)前緣，其側(cè)面分離泡縱向尺寸較??；R2模型峰值點距離迎風(fēng)前緣最遠，其側(cè)面分離泡縱向尺寸最長；RC1和RC2模型側(cè)面分離泡縱向尺寸居中。因此可以推測，當(dāng)?shù)菇前霃皆龃?，矩形高層建筑?cè)面分離泡縱向尺寸減小，強度減弱(圖7)。

圖5 典型風(fēng)向下模型AD面平均風(fēng)壓分布(2H/3)Fig.5 Mean wind pressure distribution on AD face(2H/3)

圖6 典型風(fēng)向下模型AD面脈動風(fēng)壓分布(2H/3)Fig.6 Fluctuating wind pressure distribution on AD face (2H/3)

圖7 采用倒角化處理前、后模型側(cè)面分離泡示意圖Fig.7 Schematic diagram of separation bubble on side face with and without rounded corners

2.2 整體風(fēng)力

各模型表面的風(fēng)壓分布特征最終將體現(xiàn)為模型的整體風(fēng)力。圖8給出了4個模型整體阻力和升力隨風(fēng)向的變化曲線。

圖8 模型阻力和升力隨風(fēng)向的變化曲線Fig.8 Variation of drag forcesand lift forceswith wind angle

在阻力方面，4個模型平均阻力隨風(fēng)向的變化趨勢基本相同。首先，當(dāng)風(fēng)向從0°增大，阻力隨著風(fēng)向的增大而減小，至20°～30°時，達到谷值；然后，阻力增大；從風(fēng)向60°開始，阻力再次轉(zhuǎn)為減小趨勢；至風(fēng)向90°時，阻力再次達到低值(此時建筑為短邊迎風(fēng))。文獻[16,21? 22]指出，上述20°～30°處的阻力谷值是由于剪切層在側(cè)面發(fā)生流動再附，使得尾流寬度減小所致。對于RC3模型，阻力谷值出現(xiàn)在風(fēng)向20°；對于R2、RC1和RC2模型，阻力谷值出現(xiàn)在風(fēng)向30°。上述谷值的對應(yīng)風(fēng)向與圖4中各模型AD面梯度分布風(fēng)壓的發(fā)生風(fēng)向完全一致。此外，對比4個模型的阻力數(shù)值可見，采用倒角化處理后，模型整體阻力降低，降幅基本隨著倒角半徑的增加而增大。

在升力方面，R2模型的升力峰值出現(xiàn)在風(fēng)向30°，RC1、RC2和RC3模型的升力峰值出現(xiàn)在風(fēng)向20°。在經(jīng)歷升力峰值后，模型升力逐漸減小。Carassale等[22]指出，在升力隨風(fēng)向的變化曲線中，曲線斜率由負轉(zhuǎn)正是發(fā)生流動再附的重要表征，因此升力峰值與前文所提及的阻力谷值應(yīng)存在一定關(guān)聯(lián)(后文將詳述)。至風(fēng)向90°時，升力基本接近0。對比4個模型的升力數(shù)值可見，倒角化處理并非能夠減小所有風(fēng)向下的模型升力；在某些風(fēng)向下，倒角化處理反而會增大模型升力。Alminhana等[23]也曾指出，對CAARC模型采取切角和縮進處理后，某些風(fēng)向下模型的升力增大。這就是說，角部處理對于矩形高層建筑整體升力的抑制作用存在一定的局限性。

考慮到模型側(cè)面旋渦的形成與脫落運動將控制模型整體升力，因此擬通過整體升力時程的偏度和峰度值初探模型側(cè)面的旋渦脫落特性。圖9給出了4個模型整體升力時程的偏度和峰度值隨風(fēng)向的變化曲線。

圖9 模型升力時程偏度和峰度隨風(fēng)向的變化曲線Fig.9 Variation of skewness and kurtosis of lift forceswith wind angle

由圖9可見，相比于R2模型，RC1、RC2和RC3模型升力的偏度、峰度曲線波動減小，偏度和峰度值隨風(fēng)向的變化趨于平穩(wěn)。在數(shù)值方面，倒角化模型的升力時程偏度和峰度絕對值減小，且隨著倒角半徑的增大，該趨勢愈加明顯；倒角化模型的升力概率密度曲線應(yīng)更加趨于高斯分布[20,24]。因此可以認為，采用倒角化處理后，模型側(cè)面旋渦脫落的不規(guī)則性和隨機性增大，這是某些特定風(fēng)向下模型整體升力減小的一個誘因。

進一步對模型升力進行時頻分析。根據(jù)圖8(b)，30°風(fēng)向下，R2模型的升力大于倒角化模型，故以30°風(fēng)向為例，繪制4個模型升力時頻功率譜，如圖10所示。由圖可見，相比于R2模型，RC1、RC2和RC3模型升力時頻功率譜的譜峰值有所降低，且當(dāng)?shù)菇前霃皆黾樱β首V降幅增大，即旋渦脫落產(chǎn)生的能量減小。因此，采用倒角化處理后，矩形高層建筑側(cè)面的旋渦脫落強度減弱，這是某些特定風(fēng)向下模型整體升力減小的另一個誘因。

圖10 模型升力時變功率譜(風(fēng)向30°)Fig.10 Time-frequency analysisof lift forces(wind angle of 30°)

2.3 斯托羅哈數(shù)

對于高層建筑而言，其側(cè)面的旋渦脫落運動是引起橫風(fēng)向升力及橫風(fēng)向振動的主要因素。因此，本節(jié)通過考察旋渦脫落現(xiàn)象的量化表征——斯托羅哈數(shù)，進一步探究倒角化處理對于矩形高層建筑旋渦脫落運動的影響。

斯托羅哈數(shù)St=fL/U。其中：f為旋渦脫落頻率，取為各模型升力譜譜峰所對應(yīng)頻率；L為特征長度，取為模型橫風(fēng)向投影寬度；U為來流平均風(fēng)速[25]。圖11給出了4個模型的St值隨風(fēng)向的變化曲線。

圖11 模型斯托羅哈數(shù)隨風(fēng)向的變化曲線Fig.11 Variation of Strouhal numberswith wind angle

由圖11可見，對于R2模型，St峰值出現(xiàn)在風(fēng)向30°；對于RC1、RC2和RC3模型，St峰值出現(xiàn)在風(fēng)向20°。St峰值的發(fā)生工況與升力峰值的發(fā)生工況一致。結(jié)合圖8可見，對于矩形高層建筑，存在某一特定風(fēng)向，在該風(fēng)向下，模型的阻力達到谷值，升力和St值達到最大值。Dutta等[21]稱此特定風(fēng)向為臨界風(fēng)向。對于R2模型，臨界風(fēng)向為30°；對于RC1、RC2和RC3模型，臨界風(fēng)向為20°。分析臨界風(fēng)向下模型風(fēng)力特性的產(chǎn)生原因：該風(fēng)向下，模型側(cè)面的流動形式發(fā)生變化——一側(cè)分離剪切層再附形成分離泡，此時尾流寬度達到最小，即尾流渦對間距較小，兩側(cè)剪切層相互作用增強，這種強烈的相互摻混運動減弱了尾流旋渦作用，降低了模型阻力。此外，臨界風(fēng)向下，模型一側(cè)面形成分離泡，分離泡勢必改變該側(cè)面的風(fēng)壓特性，而另一側(cè)尚未形成分離泡，這造成了兩側(cè)面風(fēng)壓分布的顯著差異(即兩側(cè)風(fēng)壓的明顯不平衡)，如此便增大了模型升力[21]。進一步思考模型的St，在來流風(fēng)速不變的情況下，該值的主要控制參數(shù)是橫風(fēng)向投影寬度和旋渦脫落頻率，而旋渦脫落頻率主要受到尾流渦對間距的影響。當(dāng)尾流渦對間距較大，其相互作用減弱，St較小。當(dāng)尾流渦對間距較小，其相互作用增強，St較大。因此，發(fā)生于臨界風(fēng)向的St峰值是由隨風(fēng)向逐漸增大的模型橫風(fēng)向投影寬度和較小的尾流渦對間距兩者共同引起的。另外值得注意的是，R2、RC1和RC2模型的St曲線在45°附近出現(xiàn)谷值，這是由于該風(fēng)向下模型尾流寬度達最大值所致[12]。而對于RC3模型，由于其倒角半徑達到20%B，流線體體型特征更加顯著，因此其St曲線中尚未見明顯的谷值。

此外，對比4個模型St值隨風(fēng)向的變化曲線可見，倒角化模型的St值并非在所有風(fēng)向下均大于直角模型?？傮w而言，當(dāng)風(fēng)向小于60°時，RC3模型的St值始終大于R2模型。這就是說，當(dāng)?shù)菇前霃竭_到某一數(shù)值，其可在一定風(fēng)向范圍內(nèi)增大模型的St。

3 流場特性

3.1 PIV試驗

本文開展PIV試驗意在考察采用倒角化處理后，矩形柱體近尾流流動特性的變化，進而從流場作用的角度，探討倒角化處理對于矩形高層建筑整體風(fēng)力的影響機理。本文的PIV試驗在中南大學(xué)開口直流式小型風(fēng)洞中完成。風(fēng)洞橫截面為0.45 m×0.45 m。采用格柵生成均勻湍流。圖12給出了試驗的風(fēng)速剖面和湍流度剖面。模型頂部高度處的試驗風(fēng)速為10 m/s，湍流度為4.7%。

圖12 PIV試驗的風(fēng)速剖面和湍流度剖面Fig.12 Profilesof wind velocity and turbulent intensity in PIV experiment

PIV圖像采集系統(tǒng)由雙脈沖激光器、CCD相機、同步器及軟件處理系統(tǒng)組成。圖13(a)所示為主要的PIV試驗裝置。激光片尺寸40 cm×40 cm，所拍攝照片像素2560 pixel×2160 pixel，采樣頻率5 Hz，采樣時長40 s，每個工況采集200幀照片。本節(jié)給出的云圖均為對200幀照片進行平均化處理后的結(jié)果。

圖13 PIV試驗布置Fig.13 PIV experimental facilities

對于PIV試驗?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計基于以下3點考慮。首先，PIV試驗?zāi)Ｐ偷闹谱骶仍谝欢ǔ潭壬先Q于倒角半徑的大??；若倒角半徑過小，試驗?zāi)Ｐ偷闹谱骶扔写倘?。其次，如?節(jié)所述：當(dāng)?shù)菇前霃竭_到20%B時，矩形柱體側(cè)面較早出現(xiàn)流動再附，且該倒角半徑下，矩形柱體的阻力降幅較大，部分風(fēng)向下的St值增幅較為顯著。最后，本節(jié)的PIV試驗結(jié)果是用于揭示前節(jié)所得現(xiàn)象的機理。因此，考慮PIV試驗?zāi)Ｐ偷捏w型參數(shù)需與測壓試驗?zāi)Ｐ捅３忠恢?；但限于PIV試驗風(fēng)洞橫截面尺寸，應(yīng)僅允許在測壓試驗?zāi)Ｐ偷幕A(chǔ)上進行等比例縮小。故將PIV試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)定為測壓試驗中R2和RC3模型的縮尺模型，縮尺比1∶1250，分別編號為R2P和RC3P。模型平面尺寸均為24 mm(B′)×72 mm(D′)，高度H′均為146.4 mm。R2P為直角模型，RC3P倒角半徑為20%B′。為避免反光，對模型表面進行涂黑處理(圖13(b))[26]。

為清晰展現(xiàn)采用倒角化處理后矩形高層建筑的近尾流特性，并考慮到可視化平面位置的限制性，本次PIV試驗選取正風(fēng)向0°和90°作為研究工況，在2種風(fēng)向下設(shè)置水平可視化平面(XOY平面)，如圖14所示。

圖14 PIV可視化平面設(shè)置Fig.14 Fields of view in PIV experiment

3.2 流場特性

圖15和圖16分別給出了0°和90°風(fēng)向下，R2P和RC3P模型后部1/2H高度處XOY平面內(nèi)的速度云圖。為顯示流場特性與尾流旋渦之間的關(guān)聯(lián)性，圖中均繪制了相應(yīng)的速度流線。

表1量化對比了不同風(fēng)向下，2種模型后部尾流渦對的尺寸。表中dx和dy分別表示尾流渦對在X向和Y向的尺寸，均以旋渦最外圍的閉合流線為界限進行測量。

根據(jù)圖15、圖16和表1，2種風(fēng)向下，RC3P模型后部尾流渦對的X向和Y向尺寸均小于R2P模型，且該現(xiàn)象在90°風(fēng)向下更為顯著。這進一步驗證了前文的推論：采用倒角化處理后，模型后部尾流渦對的平面尺寸和渦對間距均減小，兩側(cè)剪切層的交互運動劇烈，相互反向的渦量抵消作用顯著，這將減弱尾流旋渦的抽吸作用，減小模型背風(fēng)面風(fēng)吸力，從而降低模型整體阻力。

圖15 0°風(fēng)向下模型后部XOY平面內(nèi)速度云圖(Z=1/2H)Fig.15 Velocity downstream of thetwo models(0°, XOY plane,Z=1/2H)

圖16 90°風(fēng)向下模型后部XOY平面內(nèi)速度云圖(Z=1/2H)Fig.16 Velocity downstream of the two models(90°, XOY plane, Z=1/2H)

進一步量化對比2個模型后部XOY平面內(nèi)的流速。圖17給出了0°風(fēng)向下，2個模型后部x=50 mm、100 mm和150 mm處的順風(fēng)向流速剖面?？梢?，所得順風(fēng)向流速剖面基本均關(guān)于Y向中心線(y=0)對稱。在y=0附近，逆向流速達到最大值；隨著與y=0距離的增加，順風(fēng)向流速逐漸轉(zhuǎn)為正值，且流速增大。相比而言，RC3P模型在y=0處的逆向流速大于R2P模型，且其流速剖面更趨陡峭。因此，采用倒角化處理后，尾流旋渦的順風(fēng)向流速差增大，旋渦對流速率加快[13]。

圖17 模型尾流順風(fēng)向流速對比(風(fēng)向0°)Fig.17 Time-averaged streamwise velocity downstream of the two models (wind direction of 0°)

觀察模型后部的橫風(fēng)向流速。圖18給出了0°風(fēng)向下，2個模型后部x=50 mm、100 mm和150 mm處的橫風(fēng)向流速剖面?？梢?，所得橫風(fēng)向流速剖面均關(guān)于y=0反對稱。渦核中心連線(x=100 mm)處橫風(fēng)向流速較小，基本在0值附近波動；渦對后部(x=150 mm)的橫風(fēng)向流速較大。這是由于隨著來流向下游發(fā)展，旋渦橫向振動愈加劇烈。對比2個模型后部的橫風(fēng)向流速剖面可見，RC3P模型的橫風(fēng)向流速大于R2P模型。這即驗證了前文的推論：采用倒角化處理后，尾流中相互反號的渦量摻混運動加劇，渦量抵消顯著，尾流旋渦強度減弱[27]。

圖18 模型尾流橫風(fēng)向流速對比(風(fēng)向0°)Fig.18 Time-averaged transverse velocity downstream of the two models(wind direction of 0°)

表1不同風(fēng)向下模型尾流渦對尺寸對比Table 1 Vortex pair size in the wake

圖19和圖20分別給出了90°風(fēng)向下，2個模型后部x=5 mm和10 mm處的順風(fēng)向和橫風(fēng)向流速剖面。

圖19 模型尾流順風(fēng)向流速對比(風(fēng)向90°)Fig.19 Time-averaged streamwise velocity downstream of the two models(wind direction of 90°)

由圖19和圖20可見，90°風(fēng)向下，模型后部的順風(fēng)向和橫風(fēng)向流速剖面形狀與0°風(fēng)向接近。數(shù)值方面，RC3P模型在y=0處的順風(fēng)向流速略大于R2P模型。這可能是因為90°風(fēng)向下，尾流旋渦尺寸和強度本就不如0°風(fēng)向突出，故此時的逆向流速差異亦較小。在橫風(fēng)向，RC3P模型后部的橫風(fēng)向流速較之R2P模型有所增大，且增幅大于0°風(fēng)向的工況。因此可以推測，90°風(fēng)向下，較小的迎風(fēng)面積和較短的分離距離使得尾流旋渦尺寸明顯小于0°風(fēng)向的工況(圖16)；加之倒角化處理后，渦對的橫風(fēng)向流速增幅更為顯著，兩側(cè)分離剪切層的摻混運動更加劇烈，建筑整體阻力相比0°風(fēng)向進一步減小。

4 結(jié)論

本文通過風(fēng)洞測壓試驗和PIV試驗，考察了倒角化處理對于矩形高層建筑(長寬比3∶1)風(fēng)荷載特性的影響機理。所得主要結(jié)論如下：

(1)采用倒角化處理且倒角半徑達20%特征長度時，臨界風(fēng)向下，在矩形高層建筑一側(cè)分離的剪切層將提前發(fā)生流動再附，形成分離泡。當(dāng)?shù)菇前霃皆龃?，分離泡縱向尺寸減小，強度減弱；其誘導(dǎo)下的建筑側(cè)面風(fēng)壓變化梯度增大，較強風(fēng)吸力主要集中在迎風(fēng)前緣附近，隨著與迎風(fēng)前緣距離的增大，側(cè)面平均和脈動風(fēng)壓迅速減小。

(2)對于長寬比3∶1的矩形高層建筑，臨界風(fēng)向約為30°；采用倒角化處理后，臨界風(fēng)向減小為20°。臨界風(fēng)向下，建筑的阻力達谷值，升力和St達最大值。阻力谷值源于流動再附引發(fā)的較小尾流寬度；升力峰值源于兩側(cè)面不平衡風(fēng)壓分布；St峰值是由隨風(fēng)向逐漸增大的建筑橫風(fēng)向投影寬度和較小的尾流渦對間距兩者共同引起的。

(3)關(guān)于矩形高層建筑的St，其控制參數(shù)是橫風(fēng)向投影寬度和旋渦脫落頻率，而旋渦脫落頻率主要受到尾流渦對間距的影響。當(dāng)尾流渦對間距增大，其相互作用減弱，St達谷值(風(fēng)向45°)。當(dāng)尾流渦對間距減小，其相互作用增強，St達峰值(臨界風(fēng)向)。倒角化處理可在一定風(fēng)向范圍內(nèi)增大矩形高層建筑的St。

(4)采用倒角化處理后，矩形高層建筑側(cè)面的剪切層分離效應(yīng)減弱，尾流寬度減小。此時，渦對縱向中心線處的逆向?qū)α魉俣群蜏u對處的橫向流速均增大，渦量相互反號的流體摻混運動加劇，減弱了旋渦強度。尾流寬度減小和渦對強度減弱使得建筑整體阻力降低。該降低效應(yīng)在0°～90°風(fēng)向下均可見。

(5)采用倒角化處理后，矩形高層建筑升力時程的偏度和峰度絕對值減小，即側(cè)面旋渦脫落的不規(guī)則性和隨機性增大；此外，建筑升力時頻功率譜的譜峰值降低，即側(cè)面旋渦脫落強度減弱。旋渦脫落的不規(guī)則性增強和旋渦脫落強度的減弱是降低倒角化矩形高層建筑整體升力的兩個誘因；但倒角化處理對于建筑升力的減小效應(yīng)并非見于所有風(fēng)向。