王 芳 王思怡 謝敬凱 朱旭輝 廖 科

(1.南充職業(yè)技術學院,四川南充 637171;2.西南交通大學土木工程學院,成都 610031)

0 引 言

隨著我國經(jīng)濟和科學技術的發(fā)展,人們對于大跨度建筑的需求也逐漸提高。同時,建筑師為了彰顯設計理念和大跨屋蓋結(jié)構(gòu)的美感,往往會在大跨屋蓋表面添加裝飾條帶[1],或者做出波紋造型[2]。本文以某高鐵站的大跨屋蓋結(jié)構(gòu)為研究對象,該屋蓋結(jié)構(gòu)宛如一只翩翩飛來的鳳凰。以高鐵站南北中軸為高點,向東西兩側(cè)自然回落,猶如鳳凰緩緩垂下的兩翼,屋蓋表面的裝飾條帶,生動地刻畫出了鳳凰羽翼的模樣,給人營造出一種輕盈靈動的感覺。然而,大跨屋蓋表面所受的風荷載與其本身的外形和表面粗糙度息息相關,添加在大跨屋蓋表面的裝飾條帶會改變屋蓋的外形和表面粗糙度,從而對大跨屋蓋表面的風荷載特性產(chǎn)生影響。

目前已有較多文獻對表面裝飾物及造型對建筑物表面風荷載特性的影響進行了研究。Montazeri等通過CFD模擬研究發(fā)現(xiàn)建筑物表面陽臺會對建筑物表面風壓分布產(chǎn)生較大的影響[3];Yuan等通過風洞試驗研究了附屬結(jié)構(gòu)對高層建筑表面風壓特性影響[4],結(jié)果表明附屬構(gòu)件會減小表面局部風壓峰值;艾輝林等采用CFD模擬研究了超高層建筑外表面裝飾條的風荷載分布規(guī)律[5];柯延宇等通過風洞試驗研究了光滑、半布和滿布三種工況下豎向肋條對高層建筑局部覆面風壓的影響[6],結(jié)果表明肋條半布和滿布工況對局部風壓特性造成的差異相差不大;沈國輝等研究了高層建筑表面鏤空裝飾對其風荷載特性的影響[7],發(fā)現(xiàn)裝飾結(jié)構(gòu)能明顯減少建筑物側(cè)面風壓的平均值與脈動值;張建等對波紋狀懸挑大跨屋蓋的風荷載特性進行了研究[2],結(jié)果表明波紋造型對屋蓋平均風壓與極值風壓有顯著增大效應;李波等定量分析了矩形肋條高度、波紋間距對該類屋蓋風荷載的影響[8],發(fā)現(xiàn)肋條對風荷載特性的影響和風向角與肋條間的夾角存在關系;林擁軍等通過風洞試驗與CFD模擬相結(jié)合的方法研究了表面有螺旋裝飾條的大跨貝殼形屋蓋風荷載特性[1],但基于Reynolds時均RNG 湍流模型,缺乏對極值風壓的研究。

綜上可以發(fā)現(xiàn),裝飾物及屋蓋表面造型對風荷載特性的影響不可忽視,并且相關的研究多集中在高層建筑和懸挑大跨屋蓋,對表面具有建筑裝飾條帶的復雜曲面屋蓋的研究幾乎沒有報道。因此,通過風洞試驗探究建筑裝飾條帶對復雜曲面屋蓋風荷載特性的影響,具有實際的工程意義。本文基于對大跨屋蓋表面有無裝飾條帶的剛性風洞測壓試驗結(jié)果,分別對比了兩種工況下平均風壓、脈動風壓、風壓非高斯特性和極值風壓的差異,從而得到建筑裝飾條帶對復雜曲面屋蓋風壓特性的影響結(jié)果,可為此類結(jié)構(gòu)表面的抗風設計提供參考。

1 風洞試驗概況

1.1 試驗風場模擬

本次試驗在西南交通大學XNJD-3風洞中完成。該風洞試驗段尺寸為36.0 m(長)× 22.5 m(寬)×4.5 m(高),最大風速可達16.5 m/s。根據(jù)GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[9]的規(guī)定,按照1∶200的縮尺比例模擬B類風場(地面粗糙度指數(shù)α取0.15)。所模擬風場的平均風速與紊流度剖面如圖1a所示,其中,Iu為湍流強度;z、U分別為高度和風速;H、UH分別為參考處高度和風速。順風向脈動風功率譜如圖1b所示,其中f1為折減頻率。從圖中可知,平均風速與紊流度剖面與規(guī)范[9]值基本一致,順風向脈動風功率譜與von Karman譜較為吻合,可見模擬風場滿足試驗要求。

a—平均風速與紊流度剖面;b—順風向脈動風功率譜。圖1 試驗模擬風場Fig.1 Experimental simulated wind field

1.2 試驗模型及工況設計

以某高鐵站房屋蓋為研究對象,實際尺寸為503.4 m(長)、308.3 m(寬)和62 m(高),按1∶200的縮尺比制作剛性測壓模型。模型采用丙烯晴-丁二烯-苯乙烯共聚物(ABS)塑料制成,內(nèi)部設置剛性支撐保證模型剛度,并且模型尺寸滿足5%的阻塞率。屋蓋表面布置有垂直于屋蓋長軸方向的裝飾條帶,最大高出屋蓋表面的高度約為2 000 mm,并與屋蓋表面形成約11°的夾角。裝飾條帶具有一定的曲率,并隨著條帶遠離屋蓋短軸,曲率逐漸減小。

測點布置與風向角設置如圖2所示,屋蓋表面一共布置354個測壓點,在360°風向角下每間隔15°采用Scanvalve電子掃描閥進行一次實時風壓測量,采樣頻率為256 Hz,單次采樣時長60 s。控制測壓管長度在15 cm內(nèi),滿足試驗要求。試驗中模擬了兩種工況,試驗模型如圖3所示。試驗中首先測量表面有建筑裝飾條帶的屋蓋的風壓,然后將屋蓋表面替換為表面沒有建筑裝飾條帶的屋蓋再次測量,并且嚴格保證兩種工況下的風場及測點位置相同。

圖2 測點布置Fig.2 Arrangements of measurement points

a—有建筑裝飾條帶的屋蓋;b—無建筑裝飾條帶的屋蓋。圖3 屋蓋模型Fig.3 Roof models

1.3 試驗數(shù)據(jù)處理

取模型頂部31 cm高度處的風速U=6.6 m/s為參考風速,對屋蓋表面風壓時程進行無量綱化處理,得到風壓系數(shù)時程。計算方法如下：

(1)

式中：t代表序列時間;CP(t)和P(t)分別表示測點處的風壓系數(shù)時程和風壓時程;ρ為空氣密度,本文參照試驗環(huán)境取1.225 g/cm3。

2 建筑裝飾條帶對風壓系數(shù)的影響

2.1 平均風壓系數(shù)

平均風壓是屋蓋表面抗風設計時重點參考對象之一,直接關系到結(jié)構(gòu)所受到的風荷載大小。通過對比兩種工況下的結(jié)果,討論建筑裝飾條帶對平均風荷載造成的影響。以270°風向角工況結(jié)果為例進行分析,圖4給出了270°風向角下兩種類型屋蓋表面平均風壓系數(shù)等值線云圖?？梢园l(fā)現(xiàn),整個屋蓋表面以負壓為主,屋蓋前緣與跨中部分區(qū)域平均負壓值較大,表明這些區(qū)域發(fā)生了明顯的流動分離,并且復雜曲面屋蓋存在多次流動分離與再附;屋蓋前緣的平均負壓值相比中部更大,說明屋蓋前緣處的流動分離更劇烈。對比兩種工況的云圖可知,整體上兩種工況的平均風壓分布規(guī)律基本一致,平均風壓均以負壓為主,說明建筑裝飾條帶對風壓的整體作用機理并不改變。建筑裝飾條帶使得屋蓋前緣的平均負壓值增大,說明建筑裝飾條帶加劇了屋蓋前緣流動分離的程度;對于迎風側(cè)后半部分屋蓋,建筑裝飾條帶略微減小了表面大部分區(qū)域的平均負壓值。

a—無建筑裝飾條帶的屋蓋表面;b—有建筑裝飾條帶的屋蓋表面。圖4 270°風向角平均風壓系數(shù)Fig.4 Average wind pressure coefficients at 270° wind direction angle

2.2 脈動風壓系數(shù)

實際工程當中部分屋蓋會因為風致振動及疲勞而破壞,脈動風壓對屋蓋表面的振動有著較大的影響。建筑裝飾條帶對脈動風壓的影響也應引起重視,圖5給出了270°風向角下兩種工況的脈動風壓系數(shù)等值線云圖?？芍?兩種工況下屋蓋表面的脈動風壓分布整體上為迎風前緣與跨中凸起處較大;有建筑裝飾條帶的屋蓋的脈動風壓系數(shù)在前緣處大于無建筑裝飾條帶的屋蓋的脈動風壓系數(shù),云圖中值為0.2的等值線明顯往后推移,說明有建筑裝飾條帶的屋蓋表面前緣氣流更加紊亂;對其尾流部分,有建筑裝飾條帶的屋蓋的脈動風壓卻略微降低,但幅度較小。

a—無建筑裝飾條帶的屋蓋表面;b—有建筑裝飾條帶的屋蓋表面。圖5 270°風向角脈動風壓系數(shù)Fig.5 Pulsation wind pressure coefficients at 270° wind direction angle

為更加直觀分析建筑裝飾條帶對屋蓋風壓系數(shù)的影響效應,圖6和圖7給出兩種屋蓋表面的條帶2和條帶1分別在180°和270°風向角下風壓系數(shù)的對比。由圖6可知,在平行于建筑裝飾條帶的方向,條帶對屋蓋前緣影響不大,但在中部可能由于建筑裝飾條帶間的狹管效應使得風速增大,導致平均負壓有所增大。由圖7發(fā)現(xiàn),在垂直于建筑裝飾條帶的方向,屋蓋前緣的平均負壓及脈動風壓系數(shù)均大于無建筑裝飾條帶的屋蓋,由此推測,建筑裝飾條帶影響了屋蓋前緣氣流的分離再附,使得剪切層被擠壓;在屋蓋后半部分,平均負壓及脈動風壓系數(shù)卻有所減小,這可能是因為建筑裝飾條帶對氣流的阻擋效應降低了部分區(qū)域風速,并且建筑裝飾條帶對漩渦有破壞作用,使得氣流中產(chǎn)生更多小尺度漩渦,因此平均負壓值有所降低。此外,對比圖6和圖7的結(jié)果可知：建筑裝飾條帶對平均風壓和脈動風壓的影響與風向角有關,風向角與建筑裝飾條帶垂直時,不利影響集中在屋蓋前緣部分;風向角與建筑裝飾條帶平行時,不利影響集中在屋蓋中部。

a—平均風壓系數(shù);b—脈動風壓系數(shù)。圖6 條帶2平均風壓系數(shù)及脈動風壓系數(shù)Fig.6 Average wind pressure coefficients and pulsating wind pressure coefficients of strip 2

a—平均風壓系數(shù);b—脈動風壓系數(shù)。圖7 條帶1平均風壓系數(shù)及脈動風壓系數(shù)Fig.7 Average wind pressure coefficients and pulsating wind pressure coefficients of strip1

2.3 典型測點風壓系數(shù)隨風向角的變化

選取3個位置比較典型的測點研究建筑裝飾條帶對風壓系數(shù)的影響隨風向角的變化情況,分別有邊角(B17)、跨中邊緣(B25)、屋蓋中部(B104)區(qū)域三個測點。圖8給出了其平均風壓系數(shù)和脈動風壓系數(shù)隨風向角的變化?？芍簩τ贐17號測點,所處位置在建筑裝飾條帶的末端,受到影響較小,所以在各個風向角下,兩種工況下平均風壓與脈動風壓系數(shù)差異較小;對于B25號測點,在270°迎風側(cè)附近,所處位置在建筑裝飾條帶的中部,受到影響較大,此時有建筑裝飾條帶的屋蓋表面前緣的平均風壓系數(shù)與脈動風壓系數(shù)均有所增大,且在225°時均達到最大;但在90°附近時,測點處于尾流部分,此時變化不太明顯;對于B104號測點,建筑裝飾條帶對屋蓋平均負壓系數(shù)與脈動風壓系數(shù)的影響隨風向角變化比較明顯,但由于處于屋蓋再附區(qū)域,因此整體變化幅度小于處于流動分離區(qū)域的B25號測點。綜上可知,有、無建筑裝飾條帶對于處于垂直于建筑裝飾條帶的迎風邊緣發(fā)生流動分離區(qū)域測點的平均風壓系數(shù)和脈動風壓系數(shù)影響較大,對于處于再附區(qū)域以及建筑裝飾條帶末端的測點影響較小。

a—B17號測點;b—B25號測點;c—B104號測點。圖8 典型測點風壓系數(shù)隨風向角變化Fig.8 Variations of wind pressure coefficient with wind direction angle at typical measurement points

3 建筑裝飾條帶對屋蓋表面風壓非高斯特性的影響

在流場中如果將每個獨立同分布作用的點渦相互疊加,得到的風壓樣本會趨近于高斯分布[10]。但部分屋蓋表面在流動分離作用下一般不滿足獨立同分布條件,風壓樣本會呈現(xiàn)出非高斯特性,非高斯區(qū)域往往更容易發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞。統(tǒng)計學上認為,偏度m3=0且峰度m4=3的樣本為標準高斯分布,否則為非高斯分布,并且偏離標準值越多,非高斯特性越強。但是,由于數(shù)據(jù)采集以及風壓自身特性影響,一般認為高斯分布符合一定范圍即可。孫瑛近似地以|m3|>0.2且m4>3.7來劃分大跨屋蓋表面風壓系數(shù)樣本的高斯與非高斯分布[11],本文參考這一標準對非高斯測點進行劃分。樣本偏度和峰度按下式計算：

(2a)

(2b)

圖9給出兩種工況下所有風向角下風壓系數(shù)時程的偏度和峰度散點圖,圖中橫、縱坐標分別為偏度、峰度。可以看出：兩種工況下測點均呈非線性關系,相當一部分測點屬于非高斯分布。但從擬合的非線性關系可以看出,兩種工況也存在差異。

圖9 偏度-峰度值散點Fig.9 Scatter plots of skewness-kurtosis values

為進行更加直觀的區(qū)分,圖10給出了270°風向角和全風向角下測點高斯與非高斯分布與所有測點占比的柱狀圖?？芍涸?70°風向角下,兩種工況的高斯與非高斯占比和全風向角下的基本保持一致;在270°風向角下有建筑裝飾條帶的屋蓋表面的非高斯測點占比比無建筑裝飾條帶的屋蓋表面提高10%;在全風向角下提高11%?？梢?建筑裝飾條帶的存在會讓一些測點轉(zhuǎn)化為非高斯測點。

圖10 高斯與非高斯測點占比λFig.10 Percentages of Gaussian and non-Gaussian measurement points

為進一步研究典型測點非高斯特性在全風向角下的變化情況,圖11給出了測點偏度和峰度變化折線圖。可知：1)對于邊角區(qū)域的測點,偏度、峰度隨風向角變化比較明顯,并且在一些風向角下呈現(xiàn)強非高斯特性,如B17、B25在345°風向角下;2)階梯狀表面會加劇測點的非高斯特性,如使得B25在180°和270°風向角下更加負偏和上凸;3)建筑裝飾條帶會使得高斯測點轉(zhuǎn)化為非高斯測點,如屋蓋中部測點在270°風向角附近?？梢娊ㄖb飾條帶會影響屋蓋表面非高斯特性,使得某些區(qū)域的測點概率分布更加負偏,增大測點負壓值,從而對結(jié)構(gòu)抗風有不利影響。但從圖中可以看出,兩種工況的偏度和峰度隨風向角變化的趨勢基本一致,說明建筑裝飾條帶不改變屋蓋表面風壓的整體作用機理。

a—B17號測點;b—B25號測點;c—B104號測點。圖11 典型測點偏度、峰度隨風向角變化Fig.11 Variations of skewness and kurtosis with wind angle at typical measurement points

4 裝飾建筑條帶對極值風壓系數(shù)的影響

極值風壓作為圍護結(jié)構(gòu)抗風設計的參考依據(jù),具有重要的意義。因此,本節(jié)將研究建筑裝飾條帶對屋蓋表面的極值風壓系數(shù)的影響。極值風壓估計的準確與否,直接關系到圍護結(jié)構(gòu)的安全。相關研究表明,采用峰值因子法會低估非高斯區(qū)域的極值風壓[12]。因此,如何準確有效地估計極值風壓,眾多學者也提出相當多的估計方法,如Hermite法[13]、改進Gumbel方法[14]、峰值分段平均法[15]等。本文采用較為簡單準確的修正峰值分段平均法估計極值風壓[16]。

同樣以270°風向角為例進行分析,圖12給出了兩種工況在270°風向角下的極值風壓估計結(jié)果,由于屋蓋表面以負壓為主,圖12中只給出極小值風壓系數(shù)?？芍航ㄖb飾條帶在屋蓋迎風側(cè)前緣中部和跨中凸起部分會增大極值負壓,梯度線值為-1的明顯后移;對于尾流部分,有建筑裝飾條帶的屋蓋會減小極值負壓,但幅度較小。

a—無建筑裝飾條帶的屋蓋表面;b—有建筑裝飾條帶的屋蓋表面。圖12 270°風向角風壓系數(shù)極小值Fig.12 Minimal wind pressure coefficients at 270° wind angle

將所有風向角下的極值風壓取最不利結(jié)果,可得到全風向角下的極值風壓系數(shù)。圖13給出了全風向角下兩種工況下的極小值風壓系數(shù)包絡云圖?？梢园l(fā)現(xiàn)：兩種工況下最不利負壓極值分布均有明顯規(guī)律,較小負壓均存在于各風向角下迎風側(cè)的流動分離區(qū)域。同時與平均風壓系數(shù)類似,屋蓋跨中凸起部分也出現(xiàn)較小負壓極值,但相比迎風處負壓值更大,說明跨中區(qū)域流動分離相比于迎風邊緣處更弱。對比兩種工況的最不利負壓極值發(fā)現(xiàn)：在與建筑裝飾條帶垂直的屋蓋兩側(cè)邊緣(長側(cè)),最不利極值負壓變化不大;在與建筑裝飾條帶平行的兩側(cè)屋蓋邊緣(短側(cè)),最不利極小值風壓系數(shù)降低較為明顯,尤其是屋蓋邊緣中間部分屋蓋的最不利極值負壓系數(shù)為-5.9,使得無建筑裝飾條帶的屋蓋的最不利極值負壓降低42%,這在圍護結(jié)構(gòu)抗風設計時應當引起注意。此外,除屋蓋邊緣以外的區(qū)域,建筑裝飾條帶也使得極小值風壓系數(shù)普遍降低,但降低的幅度低于屋蓋邊緣部分。可見,建筑裝飾條帶會使最不利工況下的極小值負壓減小,從而對圍護結(jié)構(gòu)的抗風設計產(chǎn)生不利影響。

a—無建筑裝飾條帶的屋蓋表面;b—有建筑裝飾條帶的屋蓋表面。圖13 全風向角下極小值風壓系數(shù)包絡圖Fig.13 Envelope diagrams of the minimal wind pressure coefficients at omni-direction wind angle

5 結(jié)束語

隨著國家經(jīng)濟技術的不斷發(fā)展,人們對建筑的外形要求越來越高。建筑物表面裝飾條帶的設計,可以體現(xiàn)建筑物的藝術性,賦予建筑物以生命力,增加建筑物的美感,使建筑物成為城市的標志。本文通過對大跨屋蓋表面有無裝飾條帶的剛性測壓風洞試驗,主要得到以下結(jié)論：

1)在平行于建筑裝飾條帶的方向,條帶之間存在狹管效應,使得條帶間風速增大,平均負壓增大。在垂直于建筑裝飾條帶的方向,裝飾條帶對氣流存在阻擋效應,使風速降低;裝飾條帶對大漩渦也有一定的破壞作用,會產(chǎn)生更多的小漩渦使平均負壓值降低。

2)建筑裝飾條帶會改變一些測點的高斯特性,讓10%左右的高斯測點轉(zhuǎn)化為非高斯測點。

3)建筑裝飾條帶會增大與建筑裝飾條帶方向垂直側(cè)屋蓋邊緣以及屋蓋中部的極值負壓,對圍護結(jié)構(gòu)抗風產(chǎn)生不利影響,但對另外兩側(cè)屋蓋邊緣影響不大。建筑裝飾條帶整體上不改變屋蓋以負壓為主的風荷載作用機理,雖然可以減小部分區(qū)域平均風壓系數(shù),但會增大最不利的極值負壓,尤其是在部分邊緣處可增大42%,在圍護結(jié)構(gòu)抗風設計時應重點關注。