鄭德乾， 劉帥永， 顧 明， 全 涌， 潘鈞俊， 周 健

(1.河南工業(yè)大學 土木工程學院，河南 鄭州 450001； 2.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092； 3.中國建筑第八工程局有限公司，上海 200120； 4.華建集團華東建筑設計研究總院，上海 200002)

0 引言

網格結構較廣泛地應用于體育場館、火車站、機場等有大空間覆蓋要求的大跨屋蓋結構中，風荷載是這類結構的主要控制荷載，而荷載規(guī)范[1]較難給出其設計風荷載。網格結構的桿件尺寸往往遠小于其整體幾何尺度，當網格結構表面有屋面板等圍護結構覆蓋時，其風荷載可較方便地通過風洞測壓試驗或CFD(computational fluid dynamics)數值模擬等方法得到[2-4]；但當其表面沒有或僅有少量覆蓋物時，則與輸電塔架等格構式結構類似，會由于模型縮尺比等原因較難進行風洞測壓試驗，而多需借助天平試驗得到其整體風荷載[5-10]。CFD數值模擬方法具有不受雷諾數影響，便于參數研究的優(yōu)勢，是一種用于預測網格結構桿件和節(jié)點風荷載的方法，但現有的數值模擬研究對象多集中于桿件數量相對較少或僅針對結構的局部節(jié)段模型[11-12]。

某大跨鏤空網格屋蓋結構造型獨特新穎(圖1)，幾何尺寸為740 m(長)×120 m(寬)×20 m(高)，屋蓋網格縱橫間距3 m，桿件采用550 mm(高)×220 mm(寬)截面方管，屋蓋表面分散布置有大量光伏板，項目處于B類地貌，100 a重現期基本風壓為0.6 kN/m2。該屋蓋結構風荷載值較難由荷載規(guī)范[1]給出，同時屋蓋結構幾何尺寸大、大面積鏤空且構件尺寸較小的特點，使得研究人員也較難通過風洞試驗方法得到用于結構設計的節(jié)點風荷載。前期方案設計階段對原方案進行了數值模擬研究[13]，原方案屋蓋結構幾何尺寸約650 m(長)×150 m(寬)×28 m(高)，底部由10棟標高為79 m的建筑支撐(圖1(a))。與原方案相比，新方案屋蓋長度有所增加，由11棟建筑支撐(圖1(b))，對屋蓋結構進行了重新找形，屋蓋表面的起伏情況也有所變化，其表面風荷載分布情況也將相應發(fā)生改變，原方案數值模擬所得風荷載無法適用于新屋蓋方案。此外，原方案風荷載數值模擬[13]中，未考慮表面光伏板布置和底部建筑等影響。因此，有必要對新找形的屋蓋結構風荷載進一步開展相關研究。

本文采用realizablek-ε湍流模型，通過進行精細化建模，詳細研究了新找形屋蓋表面不同光伏板布置數量，以及底部建筑對其表面平均風荷載分布的影響，最后研究分析了設計方案調整后屋蓋結構的風荷載分布特征，為其抗風設計提供參考。

1 數值模擬方法及參數

數值模擬計算中采用足尺模型，首先建立了圖1(c)所示的屋蓋節(jié)段模型，將其數值模擬結果與相應風洞天平試驗[14]所得整體基底風荷載進行了對比分析，以驗證本文方法的有效性；然后，基于節(jié)段模型研究了不同光伏板布置數量和底部建筑的影響；最后，建立了圖1(b)所示的屋蓋整體模型，得到了屋蓋整體風荷載和平均風壓分布，并與原方案數值模擬結果[13]進行了對比。

圖1 大跨網格屋蓋幾何模型Figure 1 Geometric model of the long span hollow grid roof

計算域取10 000 m×6 000 m×600 m(流向×展向×豎向)，網格剖分采用區(qū)域分塊技術，建筑物附近區(qū)域采用加密的非結構化網格，其他區(qū)域采用結構化網格，如圖2所示。對節(jié)段模型考慮了2種網格劃分方案，以及3種光伏板布置情況，屋蓋整體模型則考慮了1種網格布置情況，如表1所示。

數值模擬計算基于大型流體計算軟件Ansys Fluent 14.5平臺，壓力和速度耦合采用SIMPLE算法，控制方程采用分離式方法(segregated)求解。湍流模型選用realizablek-ε模型，計算收斂準則取殘差值為5×10-4。入流面采用速度入口，根據其基本風壓模擬了B類風場；出流面采用壓力出口；計算域頂部及兩側面采用對稱邊界條件；結構表面及地面采用無滑移壁面。數值模擬研究中，對表1各工況分別考慮了0°～337.5°(間隔22.5°)的16個風向角，如圖2所示。

表1 數值模擬工況及網格參數Table 1 Case details and mesh parameters

圖2 離散網格和風向角定義示意圖Figure 2 Sketches of the mesh and definition of wind angle of attack

2 結果與討論

2.1 節(jié)段模型

2種網格情況下，CFD數值模擬所得節(jié)段模型的整體風荷載與風洞天平試驗[14]的結果對比如圖3所示。由圖3可見，數值模擬所得網格屋蓋各分塊的總體平均風荷載隨風向角的變化規(guī)律及數值均與試驗結果具有較好的一致性，說明選取的CFD數值模擬參數及結果是有效的；2種網格下的數值模擬結果相差不甚明顯，驗證了數值模擬結果的網格獨立性。為節(jié)省計算資源，下文分析研究中均采用了較稀疏的網格劃分方式。

圖3 不同網格分辨率下節(jié)段模型風荷載比較Figure 3 Comparisons of wind load on the section model with different mesh resolutions

圖4和圖5分別為屋蓋表面光伏板布置情況和有、無底部建筑對其平均風荷載的影響。由圖可見，光伏板布置(圖4)主要影響屋蓋豎向平均風荷載，隨著光伏板數量的增多，屋蓋受到的(向上)風吸力有所增大，其中0°風向角時可達到無光伏板時的2.5倍左右；水平方向平均風荷載則幾乎不受影響。屋蓋底部有、無建筑(圖5)對其平均風荷載的影響與光伏板布置的影響規(guī)律基本一致，即主要影響屋蓋豎向平均風荷載，底部建筑的影響更明顯；當來流垂直于屋蓋長邊(180°風向角)時，有、無底部建筑情況下屋蓋受到的豎向平均風荷載絕對值均較大但符號(方向)卻相反，這主要是由于屋蓋處于底部建筑的繞流影響范圍內所致：有底部建筑時，豎向平均風荷載以正值為主，此時屋蓋整體受到的豎向風荷載主要為向上的風吸力，這相對有利于屋蓋結構的整體受力。

圖4 不同光伏板布置下節(jié)段模型風荷載比較Figure 4 Comparisons of wind load on the section model with different arrangement of PV panels

圖5 有、無底部建筑時節(jié)段模型風荷載比較Figure 5 Comparisons of wind load on the section model with and without considering the buildings

為進一步分析光伏板和底部建筑對屋蓋局部風荷載的影響，圖6給出了表1中工況2～5的節(jié)段模型屋蓋180°風向角時上、下表面平均風壓云圖。由圖6可見:當考慮底部建筑時(圖6(a)～圖6(c))，屋蓋上、下表面平均風壓均呈現不均勻分布現象，兩種光伏板布置下分布規(guī)律基本相同。相同光伏板布置(圖6(a)、圖6(d))無底部建筑時，屋蓋上、下表面風壓分布仍不均勻，最大風壓力(正壓)有所增大而最大風吸力(負壓)有所減小。對于屋蓋實際布置情況(有底部建筑)，若光伏板連接件強度不夠，易導致光伏板被掀起的風致破壞。在屋蓋下表面局部較大的風吸力(負壓)位置，易造成光伏板碎裂或連接件失效等局部受風破壞。

圖6 節(jié)段模型屋蓋表面平均風壓分布(kPa)Figure 6 Mean wind pressure distribution on the section model roof (kPa)

2.2 整體模型

圖7為數值模擬(新方案)所得各風向角下，屋蓋整體模型各方向風荷載合力與前期數值模擬[13]結果(原方案)的比較。由圖可見，2種屋蓋受到的水平風荷載(圖7(a)、圖7(b))的正負符號隨風向角發(fā)生了明顯變化，表明其受來流方向的影響均較大，但2方案屋蓋水平風荷載數值相對比較接近。各風向角下，屋蓋受到的豎向風荷載(圖7(c))均為風吸力(向上)，比較有利于結構的支座設計；與原方案相比，新方案屋蓋受到的風吸力有所減弱?？傮w上看，180°風向角時，屋蓋受到的沿短軸方向的水平風荷載(圖7(b))和豎向風荷載(圖7(c))均較顯著。

圖7 2種屋蓋方案整體風荷載比較Figure 7 Comparisons of wind load between the original and current whole roof model

下面以180°風向角為例，分析該大跨網格屋蓋的局部風荷載分布規(guī)律。圖8為數值模擬(新方案)所得屋蓋上、下表面的平均風壓云圖。由圖8可見:①總體上，屋蓋上表面以負壓(吸力)為主，下表面以正壓(壓力)為主，使得屋蓋整體受到向上的風吸力作用，這與上述該風向角下屋蓋在豎向總體受向上的風吸力情況一致。②具體來看，屋蓋上、下表面平均風壓分布均存在明顯的不均勻現象，特別是在屋蓋各表面的邊緣局部位置均存在數值絕對值相對較大的負風壓，其中上表面更明顯。這是由于屋蓋表面本身起伏較大引起的流動分離現象所致，屋蓋表面局部較大的負風壓(風吸力)容易引起這些位置的局部風致破壞，特別是布置有光伏板且局部負風壓也較大的區(qū)域，應注意加強光伏板連接件的抗風措施。需要說明的是，將屋蓋各桿件節(jié)點范圍內的網格單元風壓和面積進行積分后疊加，即可得到用于網格結構抗風設計的節(jié)點風荷載，限于篇幅，本文未列出屋蓋結構桿件的節(jié)點風荷載值。

圖8 新方案屋蓋整體模型表面平均風壓云圖(180°風向角)(kPa)Figure 8 Mean wind pressure distribution on the current whole model roof with 180° wind angle of attack(kPa)

2.3 流場分析

圖9和圖10為180°風向角下，有、無考慮底部建筑時，計算域流向的兩個縱剖面速度矢量圖，圖中還給出了風壓等值線圖。由圖9、10可見，①屋蓋不同位置縱剖面起伏程度均較大且趨勢不盡一致，使得相應的流場也呈現不同分布，屋蓋的下凹或突出部位處于上游位置部分多為正壓，而位于下游的部位則因處于流動分離區(qū)出現負壓，導致了上述屋蓋表面風壓分布的差異。②底部建筑的存在使得其上方屋蓋(圖9(a)、圖10(a))處于建筑頂部流動分離后的流場內，部分區(qū)域屋蓋附近氣流方向發(fā)生了改變，造成屋蓋表面風壓大小甚至符號的改變，尤其是距離底部建筑較近的屋蓋下凹部分最顯著。

圖9 有、無考慮底部建筑時，縱剖面1位置處速度矢量圖(kPa)Figure 9 Velocity vector around the longitudinal section 1 with and without considering the buildings(kPa)

圖10 有、無考慮底部建筑時，縱剖面2位置處速度矢量圖(kPa)Figure 10 Velocity vector around the longitudinal section 2 with and without considering the buildings (kPa)

3 結論

(1)CFD數值模擬方法可較好地應用于預測大跨網格屋蓋結構的平均風荷載，不僅可以較準確地給出結構的整體風荷載，而且具有方便給出結構局部風荷載分布的優(yōu)勢。

(2)光伏板布置對屋蓋整體水平風荷載的影響相對不明顯，布置光伏板時豎向風荷載(吸力)可達無光伏板時的2.5倍左右。底部建筑可顯著影響屋蓋豎向風荷載的大小和方向，特別是當來流垂直于屋蓋長邊時，有、無底部建筑情況下屋蓋均受較大的豎向平均風荷載，其符號(方向)完全相反；底部建筑的存在會增大屋蓋下表面局部位置風吸力。

(3)屋蓋結構整體受到的水平風荷載占主導地位，豎向風荷載以向上的風吸力為主，較有利于結構的整體受力；屋蓋表面存在較明顯的局部風壓不均勻現象，特別是屋蓋下表面存在較大范圍的局部風吸力，可能會引起這些位置光伏板的局部破壞。