鄭德乾，柳 闊，全 涌，陳 華，潘鈞俊

(1 河南工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院， 鄭州 450001； 2 同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200092； 3 中國建筑第八工程局有限公司， 上海 200135)

0 引言

大跨空間結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于機(jī)場航站樓、展覽館、體育館等大型建筑中。此類建筑質(zhì)量輕、跨度長、柔性大、自振頻率低，屬于風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)，風(fēng)荷載是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)主要控制荷載之一[1-2]。對于造型特異的大跨屋蓋表面，我國現(xiàn)行《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[3]較難提供給出準(zhǔn)確的風(fēng)壓分布規(guī)律和體型系數(shù)值。

目前，我國學(xué)者對大跨空間結(jié)構(gòu)屋面的風(fēng)荷載特性進(jìn)行了廣泛的研究。文獻(xiàn)[4-7]通過風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，研究了大跨結(jié)構(gòu)屋蓋表面的風(fēng)荷載特性，得到了風(fēng)壓分布規(guī)律。文獻(xiàn)[8]選取建筑現(xiàn)場實(shí)測和剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)屋面風(fēng)壓數(shù)據(jù)作為比較標(biāo)準(zhǔn)，驗(yàn)證了CFD方法模擬低層大跨屋蓋表面平均風(fēng)壓的可靠性，并討論了湍流模型的選取對模擬結(jié)果的影響。文獻(xiàn)[9-11]研究了周邊建筑物對大跨結(jié)構(gòu)屋蓋表面風(fēng)壓的干擾效應(yīng)，分析了周邊建筑對大跨結(jié)構(gòu)屋蓋表面風(fēng)壓分布影響的機(jī)理。文獻(xiàn)[12-13]基于風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對大跨結(jié)構(gòu)屋蓋表面的風(fēng)振響應(yīng)進(jìn)行了分析，得到了脈動(dòng)風(fēng)荷載作用下屋蓋表面在各個(gè)風(fēng)向角的響應(yīng)規(guī)律。文獻(xiàn)[14]采用ANSYS開發(fā)了大跨曲面屋蓋風(fēng)振系數(shù)和等效靜力風(fēng)荷載的計(jì)算模塊，可迅速地為初步設(shè)計(jì)提供結(jié)構(gòu)風(fēng)振敏感部位。大跨空間屋蓋多為地標(biāo)建筑，形態(tài)各異，相應(yīng)屋蓋周圍的流場及其表面風(fēng)荷載也不盡相同，因此，對于擬建大跨屋蓋風(fēng)荷載取值，仍有必要進(jìn)行相關(guān)有針對性的研究。

杭州蕭山國際機(jī)場T4航站樓主樓屋蓋采用“封邊桁架+網(wǎng)架”的曲面空間結(jié)構(gòu)體系(如圖1(a)所示)，屋蓋整體呈波浪形，屋蓋長軸、短軸方向最大長度分別為466m和291m，最高點(diǎn)標(biāo)高42.050m。本文綜合采用剛性模型測壓風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬方法，研究了該航站樓主樓屋蓋表面的風(fēng)荷載分布規(guī)律，并結(jié)合CFD數(shù)值模擬所得屋蓋周圍的流場分析了其風(fēng)荷載作用機(jī)理。

圖1 風(fēng)洞試驗(yàn)概況示意圖

1 風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法

1.1 風(fēng)洞試驗(yàn)

該屋蓋的剛性模型測壓風(fēng)洞試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室TJ-3大氣邊界層風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑橛袡C(jī)玻璃制作而成的剛性模型，具有足夠的強(qiáng)度和剛度，如圖1(a)所示，考慮了屋蓋周邊約1.65km直徑范圍內(nèi)主要建筑的影響。模型幾何縮尺比為1∶250，屋蓋表面共布置666個(gè)測點(diǎn)。試驗(yàn)中，按照文獻(xiàn)[15]的方法，模擬了B類風(fēng)場，試驗(yàn)風(fēng)場特性如圖1(b)所示，其中湍流度Iu曲線代表湍流度沿著高度變化的風(fēng)洞模擬值，右側(cè)兩曲線代表風(fēng)速沿著高度變化的風(fēng)洞模擬值跟規(guī)范建議的指數(shù)率值。圖1(b)中U為各高度處的平均風(fēng)速，U_ref為參考高度處的風(fēng)速；風(fēng)向角選取范圍0°～345°，間隔為15°，共計(jì)24個(gè)風(fēng)向角，如圖1(c)所示，模型位于轉(zhuǎn)盤中心，通過轉(zhuǎn)盤的轉(zhuǎn)動(dòng)模擬不同來流風(fēng)向。

1.2 數(shù)值模擬

CFD數(shù)值模擬基于ANSYS Fluent軟件平臺(tái)，模型縮尺比和風(fēng)向角定義與1.1節(jié)中風(fēng)洞試驗(yàn)保持一致。

計(jì)算域大小為260H(流向)×157H(展向)×12H(豎向)，其中H為屋蓋表面中心高度。建筑周圍采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其他區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，建筑和地面等壁面處網(wǎng)格加密，最小網(wǎng)格尺度0.005H，網(wǎng)格總數(shù)約780萬。對本項(xiàng)目還進(jìn)行了網(wǎng)格總數(shù)為918萬的CFD數(shù)值模擬，兩種不同網(wǎng)格總數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，由于篇幅所限，僅給出網(wǎng)格總數(shù)為780萬的CFD數(shù)值模擬結(jié)果。

湍流模型采用Realizablek-ε，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，控制方程離散格式為二階迎風(fēng)格式，殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為5×10-4。入流面采用速度入口，出流面采用壓力出口邊界條件，頂部及兩側(cè)采用對稱邊界條件，模型表面及地面采用無滑移壁面。

2 結(jié)果及分析

2.1 數(shù)據(jù)處理

屋蓋表面測點(diǎn)i處的風(fēng)壓系數(shù)CPi采用梯度風(fēng)壓無量綱化，即：

(1)

式中：Pi為作用在測點(diǎn)i處的壓力；P0和P∞分別是試驗(yàn)時(shí)參考高度(這里為梯度風(fēng)高度)處的總壓和靜壓。

分析中，分別用測點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的平均值Cpi,mean和根方差值Cpi,rms表示測點(diǎn)i的平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)。

將測點(diǎn)的平均風(fēng)壓系數(shù)Cpi,mean進(jìn)行換算可得測點(diǎn)的體型系數(shù)μsi，即：

(2)

式中：zi為測點(diǎn)i實(shí)際高度；ZG和α分別為梯度風(fēng)高度和地面粗糙度指數(shù)，對于B類風(fēng)場，ZG=350m，α=0.15。

為便于結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì)使用，通常將建筑表面劃分為若干個(gè)分塊，采用面積加權(quán)平均方法得到每個(gè)分塊的體型系數(shù)μs,b，即：

(3)

式中：μzi和Ai分別為測點(diǎn)i的風(fēng)壓高度變化系數(shù)和對應(yīng)的面積；μz,b和A分別為各分塊中心位置處的風(fēng)壓高度變化系數(shù)和各分塊的總面積。

2.2 屋蓋表面風(fēng)壓系數(shù)隨測點(diǎn)位置的變化規(guī)律

圖2為風(fēng)洞試驗(yàn)所得屋蓋表面典型測點(diǎn)的平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線及測點(diǎn)位置，由圖可見：

圖2 典型測點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)及測點(diǎn)位置圖

(1)屋蓋表面測點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)(圖2(a))均為負(fù)值，說明屋蓋表面總體表現(xiàn)為(向上的)風(fēng)吸力。位于屋蓋中間位置的3號測點(diǎn)，所有風(fēng)向角下其平均風(fēng)壓系數(shù)值均相對較小，且隨風(fēng)向角變化不明顯；而對于位于屋蓋邊緣位置的測點(diǎn)(圖2(a)中除3號測點(diǎn)外的其他測點(diǎn))來說，其平均風(fēng)壓系數(shù)值隨風(fēng)向角的變化均比較明顯，對于大部分測點(diǎn)，當(dāng)其處于迎風(fēng)位置時(shí)呈現(xiàn)出了較強(qiáng)的風(fēng)吸力，其中2號測點(diǎn)在75°風(fēng)向角時(shí)平均風(fēng)壓系數(shù)的絕對值取得最大值(值為-0.65)，其次為270°風(fēng)向角下的5號測點(diǎn)。

(2)屋蓋表面不同位置處測點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)(圖2(c))隨風(fēng)向角的變化規(guī)律與平均風(fēng)壓系數(shù)(圖2(a))類似。同樣地，位于屋蓋邊緣的測點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)受風(fēng)向角的影響比較顯著，當(dāng)其在90°和270°風(fēng)向角附近且處于上游迎風(fēng)位置處時(shí)取得了較大的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)值；而位于屋蓋中部3號測點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)值均較小且隨風(fēng)向角變化不明顯。稍有不同的是，測點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)最大值(值為0.21)是285°風(fēng)向角時(shí)的5號測點(diǎn)，該測點(diǎn)在同一風(fēng)向角下的平均風(fēng)壓系數(shù)也可達(dá)-0.57；對于2號測點(diǎn)，其脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)在105°風(fēng)向角下取得最大值0.20，相應(yīng)的平均風(fēng)壓系數(shù)為-0.56，當(dāng)風(fēng)向角為75°時(shí)，其脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)值也可達(dá)0.16。

以上分析表明，位于屋蓋邊緣位置的同一測點(diǎn)，當(dāng)其處于迎風(fēng)位置時(shí)，風(fēng)吸力的均值和脈動(dòng)值均相對較大，這是由于所研究的大跨屋蓋邊緣位置處來流流動(dòng)分離較明顯所致(將在第3節(jié)流場分析中給出)；對于屋蓋的抗風(fēng)設(shè)計(jì)來說，屋蓋表面局部較大的風(fēng)吸力均值能引起較大的局部上拔力，較大的風(fēng)吸力脈動(dòng)值則會(huì)導(dǎo)致該上拔力的數(shù)值大小變化劇烈，更容易導(dǎo)致該位置屋面板的局部受風(fēng)破壞。

屋蓋表面邊緣位置測點(diǎn)在來流沿屋蓋短軸方向時(shí)受到的風(fēng)吸力較為顯著，這里以取得平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)較大值的兩個(gè)風(fēng)向角(75°和270°)為例，進(jìn)一步分析風(fēng)壓系數(shù)隨測點(diǎn)位置的變化規(guī)律，如圖3所示，選取了兩個(gè)典型截面，即：1)屋蓋短軸的中心位置截面(1號和2號測點(diǎn)所在截面，圖3(a)中l(wèi)ine_1)；2)邊緣位置截面(5號和6號測點(diǎn)所在截面，圖3(b)中l(wèi)ine_2)。由圖2的分析可知，測點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)較大時(shí)，其脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)也較大，因此，這里僅分析選取截面的平均風(fēng)壓系數(shù)變化規(guī)律，作為對比，圖3中還給出了相應(yīng)的CFD數(shù)值模擬結(jié)果。由圖3可見：

(1)考慮的風(fēng)向角下，對于屋蓋短軸中心位置截面(line_1)和邊緣位置截面(line_2)上測點(diǎn)的平均風(fēng)壓系數(shù)均表現(xiàn)為處于上游迎風(fēng)面位置測點(diǎn)具有最大風(fēng)吸力，與其相鄰的下游位置測點(diǎn)風(fēng)吸力急劇減小，具有較大的風(fēng)壓梯度；隨著測點(diǎn)位置繼續(xù)向下游移動(dòng)，風(fēng)吸力呈現(xiàn)逐漸減弱的現(xiàn)象，風(fēng)壓梯度較為平緩。

(2)CFD數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果相比較，位于屋面迎風(fēng)前緣與中部的測點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)數(shù)值比較接近，平均誤差分別約為18.2%和17.5%；而位于背風(fēng)邊緣的測點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)數(shù)值相差較大，平均誤差約為34.4%，這是該位置處氣流的流動(dòng)分離被過高估計(jì)所致[16]。整體上CFD數(shù)值模擬所得屋蓋表面平均風(fēng)壓系數(shù)在分布規(guī)律上與風(fēng)洞試驗(yàn)保持一致，其數(shù)值在屋蓋表面不同位置吻合程度不同，位于背風(fēng)邊緣區(qū)域的測點(diǎn)與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)相差略大，而其余位置測點(diǎn)比較吻合?？傮w而言，CFD數(shù)值模擬結(jié)果能夠較好反映屋蓋表面測點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)的變化趨勢，數(shù)值上也能與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較好的一致性，從而說明了本文CFD數(shù)值模擬方法的可行性。

2.3 典型風(fēng)向角下屋蓋表面體型系數(shù)等值線分布

為更全面了解屋蓋表面總體的風(fēng)壓分布情況，圖4給出了風(fēng)洞試驗(yàn)所得典型風(fēng)向角(75°和270°)下屋蓋表面的體型系數(shù)等值線，圖中還給出了來流沿屋蓋長軸方向的180°風(fēng)向角結(jié)果。由圖4可見：

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)屋蓋表面體型系數(shù)等值線云圖

(1)考慮風(fēng)向角情況下，屋蓋表面體型系數(shù)值基本為負(fù)值，即屋蓋表面為風(fēng)吸力；在屋蓋迎風(fēng)邊緣位置體型系數(shù)值較大，其中屋蓋表面的迎風(fēng)邊緣的角部突出位置取得最值，在75°風(fēng)向角下其值達(dá)到-1.4。此外，這些邊緣角部區(qū)域的體型系數(shù)絕對值變化梯度明顯大于其他位置。局部數(shù)值較大且梯度變化較明顯的風(fēng)吸力更易導(dǎo)致邊緣角部區(qū)域位置屋面板的風(fēng)致破壞。

(2)由于屋蓋表面外形沿長軸對稱，其體型系數(shù)等值線在270°風(fēng)向角下也呈現(xiàn)出對稱分布的特征。在75°和180°風(fēng)向角下，屋蓋表面中部(圖3(a)所示截面line_1位置附近區(qū)域)的體型系數(shù)絕對值略大于中部其他位置，這可能是由于該區(qū)域屋脊處具有凸起的外形(圖1(a))所致。

2.4 分塊體型系數(shù)

屋蓋表面體型系數(shù)等值線雖能夠分析風(fēng)荷載的變化規(guī)律，但不便于屋蓋抗風(fēng)設(shè)計(jì)使用，圖5給出了典型風(fēng)向角情況下，屋蓋表面分塊體型系數(shù)，由圖可見：

圖5 屋蓋表面分塊體型系數(shù)示意

(1)屋蓋表面分塊體型系數(shù)以負(fù)值為主，說明屋蓋整體主要受到向上的風(fēng)吸力；屋蓋表面迎風(fēng)向邊緣分塊體型系數(shù)絕對值明顯大于其他位置，在75°，180°和270°風(fēng)向角下的分塊體型系數(shù)最大值分別為-0.78，-0.68和-0.79。

(2)屋蓋表面分塊體型系數(shù)隨位置變化情況能夠較好地反映圖4所示相同風(fēng)向角下的體型系數(shù)等值線分布規(guī)律，且更方便設(shè)計(jì)人員選用。

3 流場分析

為了明晰屋蓋表面風(fēng)壓的分布機(jī)理，圖6給出了CFD數(shù)值模擬所得典型風(fēng)向角下沿屋蓋短軸和長軸中心位置截面的風(fēng)速矢量圖。由圖可見：

圖6 典型截面風(fēng)速矢量圖

(1)屋蓋兩側(cè)邊緣處下垂，來流在屋蓋表面迎風(fēng)邊緣處均發(fā)生了較明顯(75°和270°風(fēng)向角時(shí)更為顯著)的流動(dòng)分離現(xiàn)象，導(dǎo)致這些部位出現(xiàn)較大的風(fēng)吸力且梯度較大；此外，屋蓋表面整體處于流動(dòng)分離區(qū)，使得屋蓋表面整體主要受到負(fù)風(fēng)壓作用。

(2)在180°風(fēng)向角下，來流受到上游建筑一定程度的遮擋，屋蓋表面迎風(fēng)邊緣的風(fēng)壓絕對值與風(fēng)向角75°和270°時(shí)相比有所減小；屋蓋表面中部的局部外形凸起對來流有一定的阻擋作用，由于起伏較平緩，其阻擋有限，導(dǎo)致該位置附近局部區(qū)域的風(fēng)壓數(shù)值出現(xiàn)較小的正值，即出現(xiàn)了正風(fēng)壓。

4 結(jié)論

綜合采用剛性模型測壓風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬方法，研究分析了杭州蕭山國際機(jī)場T4航站樓主樓屋蓋表面的風(fēng)荷載特性，從流場角度對其機(jī)理進(jìn)行了分析，結(jié)論如下：

(1)屋蓋表面整體主要表現(xiàn)為負(fù)風(fēng)壓，即受到向上的風(fēng)吸力，屋蓋表面平均風(fēng)壓較大的位置其脈動(dòng)風(fēng)壓值也相對較大，迎風(fēng)向邊緣的風(fēng)吸力明顯大于其他位置，易引起屋蓋局部破壞，在抗風(fēng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需要著重考慮。

(2)屋蓋表面迎風(fēng)邊緣風(fēng)吸力較強(qiáng)的原因是由于屋蓋兩側(cè)邊緣下垂，來流在迎風(fēng)緣存在較為明顯的流動(dòng)分離現(xiàn)象。屋蓋表面中部局部外形凸起對來流有一定的阻擋作用，但由于起伏較平緩，其阻擋有限，使得屋脊處有一定的正風(fēng)壓。