许发：大跨度结构风荷载的风洞试验和CFD数值模拟研究

建筑结构的风洞试验与数值模拟研究建筑结构的安全性一直是建筑师们关注的焦点之一。

在设计出一个安全耐用的建筑结构之前，一定要进行充分的试验和测试。

在建筑物设计中，风荷载是一个非常重要的指标。

因此，建筑师们需要进行风洞试验和数值模拟来研究建筑结构的受风性能。

一、风洞试验风洞试验是建筑设计中最常用的试验方法之一。

风洞试验可以通过缩小建筑模型，模拟真实的风场环境，对建筑物的受风性能进行测试。

风洞试验可以研究建筑物的风压分布、风阻力系数、风振响应等。

在风洞试验中，建筑模型通常是由透明材料制成的，例如有机玻璃。

在试验中，科学家会在风洞的一端设置一个风源，另一端放置建筑模型。

通过控制风源的强度和方向，来模拟不同的风压和风速。

试验者会用高速摄像机记录下建筑结构在不同风压下的形变和振动响应。

通过分析试验数据，科学家们可以得到建筑结构的受风情况，从而优化设计方案。

风洞试验是建筑结构设计中必不可少的一步。

虽然风洞试验的成本较高，但是它可以提供非常详实的数据供设计师参考，确保设计的可靠性和安全性。

二、数值模拟数值模拟是利用计算机对建筑结构的受风性能进行模拟分析。

数值模拟可以对建筑物进行全尺寸模拟，更加精确地研究建筑物在不同气候条件下受风性能。

在数值模拟中，建筑模型通常是以三维建模软件建立的。

模型可以包括建筑物的任何细节和复杂形状。

科学家们可以通过数值模拟计算建筑物在不同风荷载下的变形和压力分布。

通过这些数据，设计师可以优化建筑结构，增加抗风能力和稳定性。

数值模拟的准确度取决于计算模型的准确度和建筑物的真实风荷载数据。

因此，在进行数值模拟之前，需要收集大量的实际测量数据，包括气象数据、风洞试验数据等。

数值模拟较便宜、操作简便、数据处理方便，是风洞试验的补充。

虽然数值模拟比风洞试验自由程度高，但是受模型限制，其范围领域是小的，需要设计师更加精细的处理模型。

在实际工程中，风洞试验和数值模拟通常是相辅相成的。

总结在建筑结构设计中，风洞试验和数值模拟都是非常重要的步骤。

膜结构风荷载的数值模拟研究一、本文概述本文旨在探讨膜结构风荷载的数值模拟研究，深入解析膜结构在风作用下的动态响应及其优化设计。

风荷载作为影响膜结构性能的关键因素之一，对其进行精确模拟和预测对于确保膜结构的安全性和稳定性具有重要意义。

本文首先将对膜结构风荷载的基本理论进行阐述，包括风荷载的形成机制、影响因素及其计算方法。

随后，将详细介绍数值模拟技术在膜结构风荷载研究中的应用，包括常用的数值模拟方法、模型建立与验证等方面。

在此基础上，本文将深入探讨膜结构风荷载数值模拟的关键技术和挑战，如流动模型的选取、边界条件的设定、湍流模拟的准确性等。

本文还将对膜结构风荷载数值模拟研究的未来发展趋势进行展望，以期为膜结构的设计、施工和维护提供理论支持和实践指导。

二、膜结构风荷载理论基础膜结构作为一种轻质、柔性的建筑结构，其风荷载特性与传统的刚性结构有很大的不同。

膜结构在风荷载作用下的响应是一个复杂的流固耦合问题，涉及空气动力学、结构力学、材料力学等多个学科领域。

因此，研究膜结构风荷载的理论基础，对于准确预测膜结构的风致响应和保证结构的安全性具有重要意义。

风荷载是指作用在建筑物或其他结构上的由风引起的力。

根据风荷载的作用方式和特性，可以将其分为静力风荷载和动力风荷载两类。

静力风荷载是指风对结构产生的平均压力或吸力，而动力风荷载则是由风的脉动性引起的结构上的周期性或非周期性变化的力。

由于膜结构具有轻质、柔性、大跨度等特点，其风荷载特性也表现出一些特殊性。

膜结构对风的敏感性较高，即使是较小的风速变化也可能引起结构的显著响应。

膜结构的风荷载分布不均，不同位置的风压差异较大，这可能导致结构的局部破坏。

膜结构的动力特性使其在风荷载作用下易产生共振现象，从而加剧结构的振动和破坏。

膜结构风荷载的计算方法主要包括经验公式法、风洞试验法和数值模拟法。

经验公式法是基于大量的风洞试验数据和现场观测数据建立的简化计算公式，适用于一般工程应用。

结构抗风性能的数值模拟研究风是自然界中一种常见的力量，对于建筑物、桥梁、高塔等结构来说，风的作用可能会带来严重的影响。

为了确保这些结构在风荷载作用下的安全性和稳定性，对结构抗风性能的研究至关重要。

数值模拟作为一种有效的研究手段，在结构抗风性能评估中发挥着越来越重要的作用。

在实际情况中，风对结构的作用是复杂多变的。

风速、风向、风的湍流特性等因素都会影响结构所受到的风荷载。

传统的风洞试验虽然能够提供较为准确的结果，但存在成本高、周期长、试验条件受限等问题。

而数值模拟方法则可以在一定程度上克服这些不足，通过建立数学模型和运用计算机求解，快速获得结构在不同风况下的响应。

进行结构抗风性能的数值模拟，首先需要建立合理的数学模型。

这包括对风场的模拟和对结构的建模。

对于风场，通常采用湍流模型来描述风的流动特性。

常见的湍流模型有雷诺平均 NavierStokes 方程（RANS）模型、大涡模拟（LES）模型等。

RANS 模型计算效率较高，但对于复杂的湍流流动可能精度不足；LES 模型能够更准确地捕捉湍流的细节，但计算成本也相对较高。

在实际应用中，需要根据具体问题的特点和计算资源选择合适的湍流模型。

对结构的建模则需要考虑结构的几何形状、材料特性、连接方式等因素。

在数值模拟中，可以将结构简化为梁、板、壳等单元组成的有限元模型。

通过赋予单元相应的材料属性和边界条件，来模拟结构的力学行为。

在确定了数学模型之后，还需要选择合适的数值求解方法。

常见的求解方法有有限差分法、有限元法和有限体积法等。

这些方法各有优缺点，例如有限元法适用于复杂几何形状的结构，但计算量较大；有限体积法在处理流体流动问题时具有较高的精度。

在进行数值模拟时，边界条件的设置也非常关键。

对于风场，需要确定入口风速、出口压力、壁面条件等。

对于结构，需要设置约束条件和加载方式。

例如，对于建筑物，可能需要考虑底部固定约束和顶部的风荷载分布。

为了验证数值模拟结果的准确性，通常需要将其与风洞试验结果或实际观测数据进行对比。

风洞试验与数值模拟相结合的气动设计方法研究引言气动设计是现代航空航天领域中至关重要的一环。

为了确保飞行器的稳定性、安全性和性能，工程师们需要进行精确而全面的气动设计。

其中，风洞试验和数值模拟是两种常见的设计方法。

本文将探讨风洞试验与数值模拟相结合的气动设计方法，并研究如何充分发挥二者的优势，以提高气动设计的准确性和效率。

1. 风洞试验的作用风洞试验是一种通过模拟气流场来评估飞行器气动性能的方法。

它可以提供真实的飞行环境，使工程师们能够直接观察和测量飞行器在不同风速和姿态下的气动特性。

风洞试验的优势在于实验数据的准确性和可靠性，以及对流动现象的直观理解。

然而，传统的风洞试验也存在一些局限性。

首先，风洞试验的成本较高，需要耗费大量的时间和资源。

其次，由于风洞试验的实验环境受到限制，无法全面地模拟真实飞行条件。

因此，风洞试验往往需要结合其他方法来进行综合分析。

2. 数值模拟的优势数值模拟是一种基于计算流体力学原理的气动设计方法。

通过建立飞行器的数值模型和边界条件，使用数值方法求解流动方程，可以得到飞行器在不同气动条件下的流场分布和力学特性。

数值模拟的优势在于成本较低、效率较高，能够模拟复杂的气动现象和多重边界条件。

与风洞试验相比，数值模拟能够提供更详细的数据和更全面的流场信息。

工程师们可以通过数值模拟对不同设计方案进行比较和评估，优化飞行器的气动性能。

然而，数值模拟也存在一些不确定性，并且需要验证和修正实验数据以提高模拟的精确性。

3. 风洞试验与数值模拟的结合为了充分利用风洞试验与数值模拟的优势，工程师们逐渐发展出一种相结合的气动设计方法。

首先，他们可以利用数值模拟来预先评估飞行器在风洞试验中的气动性能。

通过对不同设计参数进行数值模拟，可以筛选出最有潜力的设计方案，减少风洞试验的时间和成本。

其次，工程师们可以利用风洞试验数据对数值模拟进行验证和修正。

通过将风洞试验数据与数值模拟结果进行比较，可以确定数值模型中的误差和不确定性，并改进模拟的精确性。

基于CFD模拟的风洞试验数据校准方法研究引言近年来，随着计算流体力学（CFD）模拟技术的迅速发展，越来越多的工程领域开始采用CFD模拟来替代传统的风洞试验。

然而，CFD模拟结果的准确性在很大程度上依赖于模型与实际风洞试验数据之间的校准。

因此，本文旨在探讨基于CFD模拟的风洞试验数据校准方法。

1. 风洞试验数据的收集和分析在风洞试验中，通过测量模型表面的压力分布、力矩和力的大小等参数，可以得到大量实验数据。

然而，由于实验条件的限制和仪器精度的局限性，这些数据存在一定的误差。

因此，首先需要对实验数据进行分析和处理，以便更好地与CFD 模拟结果进行比较。

1.1 数据滤波和平均化由于风洞试验中测量数据存在噪声和干扰，需要采用滤波方法对数据进行去噪处理。

常用的滤波方法包括移动平均和高斯滤波。

此外，由于试验数据可能会受到气动力的涨落影响，需要进行时间平均处理，以得到更准确的数据。

1.2 空间插值和网格生成实验数据通常只能在有限的测量点上获取，而CFD模拟需要在整个计算域内进行。

因此，需要采用插值方法将实验数据在整个计算域内进行空间插值，以生成网格。

常用的插值方法有线性插值和样条插值等。

2. CFD模拟的建模和网格生成在进行CFD模拟之前，还需要进行模型的建模和网格生成。

模型的建模通常使用CAD软件进行，将模型的几何形状转化为计算机可以处理的数学模型。

然后，使用网格生成工具将模型划分为若干个网格单元，以便进行数值计算。

2.1 网格生成算法根据流动特性和计算要求，可以选择不同的网格生成算法。

常见的网格生成算法包括结构网格和非结构网格。

结构网格适用于简单的几何形状，而非结构网格适用于复杂的几何形状。

2.2 网格质量评估和改进为了保证数值计算的准确性，需要对生成的网格进行质量评估和改进。

常用的网格质量评估指标包括网格切比雪夫角和网格不等度等。

如果发现网格质量较低，可以采用网格改进算法，如网格删减、网格移动和网格优化等。

第50 卷第 11 期2023年11 月Vol.50，No.11Nov. 2023湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University（Natural Sciences）大跨桥梁分离式三箱梁附加攻角效应研究华旭刚1，2†，韦玉颖1，2，王超群1，2，何东升3，陈政清1，2［1.风工程与桥梁工程湖南省重点实验室（湖南大学），湖南长沙 410082；2.湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082；3.中铁大桥勘测设计院集团有限公司，湖北武汉 430056］摘要：为研究附加攻角效应对分离式三箱梁颤振性能的影响，结合节段模型风洞试验和理论计算方法获得初始风攻角下的附加攻角，并通过计算流体动力学（Computational Fluid Dy⁃namics， CFD）数值模拟方法求解初始风攻角下的颤振临界风速. 结果表明，分离式三箱梁的初始风攻角及箱梁之间的横梁对附加攻角有较大影响，节段模型在0°~+7°风攻角下存在十分显著的附加攻角效应，且表现为扭转振幅快速增大的硬颤振. 节段模型自由振动风洞试验难以直接获得分离式三箱梁在小风攻角下的准确颤振临界风速. 对于主跨3 300 m的悬索桥，0°初始风攻角下在颤振失稳前的静风附加攻角达到+7°以上，颤振临界风速大大降低，气弹稳定性得不到充分发挥. 因此，对于采用分离式三箱梁断面的超大跨径桥梁，在抗风设计中应对其附加攻角效应予以重视.关键词：分离式三箱梁；附加攻角；颤振；风洞试验；计算流体动力学中图分类号：U448.25 文献标志码：AStudy on Effect of Additional Attack Angle of a Triple-box Girderfor Long Span BridgesHUA Xugang1，2†，WEI Yuying1，2，WANG Chaoqun1，2，HE Dongsheng3，CHEN Zhengqing1，2［1.Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province （Hunan University）， Changsha 410082， China；2.College of Civil Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China；3.China Railway Major Bridge Reconnaissance & Design Institute Co.， Ltd.， Wuhan 430056， China］Abstract：Aiming at researching the effect of additional attack angle on the flutter performance of the triple-box girder， based on wind tunnel test of section model and theoretical calculation， additional attack angles under initial wind attack angles were obtained， and the critical flutter wind speed under the initial wind attack angle was calcu⁃lated by Computational Fluid Dynamics （CFD） numerical simulation. Results indicated that the initial wind attack angle on the triple-box girder and transverse beams between the girders had a remarkable influence on the additional attack angle. Moreover，the section model encountered a significant additional attack angle effect when the initial wind attack angle was in the range of 0°~ +7°， and presented “hard flutter” since the torsional vibration amplitude∗收稿日期：2023-02-17基金项目：国家重点研发计划资助项目（2022YFC3005300），National Key Research and Development Program of China （2022YFC3005300）；湖南省研究生科研创新项目（CX20210413），Hunan Provincial Innovation Foundation for Postgraduate（CX20210413）作者简介：华旭刚（1978—），男，浙江义乌人，湖南大学教授，博士生导师† 通信联系人，E-mail：***************.cn文章编号：1674-2974（2023）11-0036-09DOI：10.16339/ki.hdxbzkb.2023122第 11 期华旭刚等：大跨桥梁分离式三箱梁附加攻角效应研究increased rapidly with wind speed once flutter was triggered. It is difficult to directly obtain the precise critical flutter wind speed of the triple-box girder through a free vibration test on a section model. For suspension bridges with a main span of 3 300 m， the additional attack angle before flutter instability can reach above +7° with an initial wind attack angle of 0°， and lead to an obvious reduction of critical flutter speed. In other words， the aeroelastic stability cannot be fully utilized. Therefore， great attention should be paid to the additional attack angle effect of triple-box girders in the wind resistance design of super-long span bridges.Key words：triple-box girder；additional attack angle；flutter；wind tunnel test；Computational Fluid Dynamics（CFD）分离式箱梁断面，也称开槽箱梁断面，是由2个或3个并列箱梁通过横梁连接组成的一种断面形式.分离式三箱梁的梁宽度由3个箱梁的梁宽和两侧间隙组成，相比分离式双箱梁，其断面宽度更大，通行能力更强，且能在同一桥面上实现公铁两用. 此外，凭借良好的气弹稳定性，分离式箱梁相比于桁架梁、π型梁、流线型箱梁等常见类型的主梁，具有更强的跨越能力，因此通常被优先纳入超大跨度桥梁概念设计、气动选型阶段的方案中. 例如在主跨3 300 m 的墨西拿海峡大桥设计方案中首次提出了分离式三箱梁断面；主跨3 500 m的直布罗陀海峡大桥将分离式双箱梁断面作为构想的断面形式；已建成通车的恰纳卡莱大桥是世界上率先突破2 000 m主跨的悬索桥，也采用了分离式主梁. 我国有多座大跨度桥梁采用此类断面，如西堠门公路桥、西堠门铁路桥及桃夭门铁路桥［1-3］.分离式箱梁作为大跨度桥梁的一种重要断面形式，其抗风性能吸引了国内外学者的关注. Diana 等［4］对墨西拿海峡大桥的气动设计和风致稳定性进行了一系列风洞试验研究，结果显示，允许气流穿过箱梁之间的间隙，能够有效减小分离式三箱梁断面的升力和扭矩，通过优化断面形状和附属设施可将阻力控制在一定范围内，论证了采用分离式三箱梁作为3 000 m级悬索桥主梁方案的可行性. 通过设置中央稳定板、调整栏杆形状等方式可以提高分离式三箱梁的颤振临界风速［5］，同时，附属设施的存在使流场变得更加复杂［6-7］，有可能使颤振类型由硬颤振转为软颤振［8-9］. 分离式箱梁间隙的旋涡脱落可能引发涡振，开槽间隙比、附属设施、雷诺数效应等因素均能显著改变涡振性能，采取恰当的气动措施可抑制涡振［10-12］.除了动力稳定问题，桥梁的静风失稳问题随着跨径不断突破而愈加突出. 例如，一座主跨518 m的箱梁桥［13］全桥气弹模型在风洞试验过程中在远低于颤振临界风速时因静力失稳被掀翻；某一主跨1 400 m的流线型箱梁桥在+3°初始风攻角下，静风失稳前有效攻角甚至接近+10°［14］；某一2×1 500 m双主跨分离式双箱梁桥在0°、±3°风攻角下静风失稳均先于颤振失稳出现，同时通过对比分离式双箱梁断面与桁架断面、闭口箱梁断面的风致稳定性发现，分离式双箱梁断面的静风稳定性与颤振稳定性均优于其他两类断面［15］. 学者们就静风变形引起的附加攻角对颤振稳定性的影响开展了研究. 附加攻角影响桥梁断面的颤振导数，进而降低颤振临界风速［16-17］. 朱乐东等［18］指出，附加攻角对颤振的影响与断面外形和初始风攻角有关. 对于超大跨桥梁，静力失稳有可能与颤振失稳呈现出更激烈的竞争关系［14］，特别是对于分离式箱梁结构，当跨径到达5 000 m时，静力失稳和颤振失稳将成为抗风设计的双主导因素［19］.目前，针对分离式三箱梁断面的颤振性能研究有限，关于附加攻角效应对颤振性能影响的研究不足. 本文在节段模型风洞试验中发现，分离式三箱梁断面存在较强的附加攻角效应，并通过测力试验获得断面的三分力系数，结合理论公式计算检验了试验出现的附加攻角；此外，基于CFD数值模拟方法得到断面的颤振导数，并以此计算不同风攻角下主梁的颤振临界风速；最后，对分离式三箱梁的附加攻角对颤振稳定性的影响进行了探讨.1 节段模型风洞试验为研究大跨分离式三箱梁的空气静力稳定性和空气动力稳定性，分别进行节段模型测力试验和节段模型测振试验. 为使断面特征更接近工程实际，所37湖南大学学报（自然科学版）2023 年研究断面采用在建的桃夭门公铁两路大桥［3］（分离式三箱梁，主跨666 m ）断面几何特征.其中，断面宽 66 m ，高4.5 m ，宽高比达14.7.由于附属设施形式变化多样，对流场产生不同干扰，难以评估分离式三箱梁这类断面本身所具有的绕流特性，因此，作为基础研究，本文对无附属设施状态下的裸梁断面进行研究，如图1所示.图1（a ）是无横梁断面；图1（b ）是有横梁断面.沿桥梁纵向，横梁宽3 m ，横梁中心间距12 m ，除横梁外其他尺寸与图1（a ）相同.1.1 节段模型测力试验在测力试验中，节段模型与图1所示设计方案保持几何外形相似. 根据湖南大学风工程试验研究中心HD-2边界层风洞的条件和相似关系设计制作1∶80缩尺节段模型. 采用单个应变式六分量框式天平进行测力试验. 在风洞试验前，将框式天平安装在风洞底部的转盘上，通过连接圆盘连接竖立放置的节段模型与框式天平. 用钢丝绳将模型顶部和底部的圆盘连接并拉紧，避免试验过程中模型晃动，顶部端板镂空处采用胶带封闭（图2）.1.2 弹性悬挂主梁节段模型试验为获得分离式三箱梁的动力响应，进行主梁节段模型试验.除几何相似外，还须保证研究对象与超大跨桥梁的动力特性相似，故参考墨西拿大桥（分离式三箱梁，跨径960 m+3 300 m+810 m ）的动力特性［20］（其中竖弯基频0.060 6 Hz ，扭转基频0.086 8 Hz ）.节段模型的主要设计参数如表1所示.节段模型悬挂系统如图3所示. 有横梁和无横梁断面的节段模型如图4所示，需要说明的是，为保证结构刚度，在节段模型L /3和2L /3处设置厚度为 6 mm 的薄横隔片，在本研究中忽略其气动效应.（a ）无横梁断面（b ）有横梁断面图1 分离式三箱梁断面图（单位：m ）Fig.1 Cross section of triple-box girder （unit ： m）图2 节段模型测力试验Fig.2 Wind tunnel force test of section model图3 节段模型悬挂系统Fig.3 Suspension system of section model（a ）无横梁节段模型（b ）有横梁节段模型图4 节段模型Fig.4 Section model表 1 节段模型的主要设计参数Tab.1 Main design parameters of section model参数长度L /m 宽度B /m 高度H /m 竖弯基频f h /Hz扭转基频f α/Hz线质量m /（kg·m -1）扭转惯性矩J m /（kg·m ）竖向阻尼比ζh扭转阻尼比ζα实桥值123.2664.50.060 60.086 863 61720 062 0000.001 60.002模型值1.5400.8250.0561.2121.7369.940 20.489 80.001 60.002缩尺比1∶801∶801∶8020∶120∶11∶8021∶8041∶11∶138第 11 期华旭刚等：大跨桥梁分离式三箱梁附加攻角效应研究2 节段模型附加攻角分析2.1 节段模型三分力系数通过测力试验可获得分离式三箱梁断面的三分力系数. 三分力系数的定义以及风轴和体轴坐标系下三分力系数的转换关系，如式（1）、式（2）所示.C D (α)=F D0.5ρU 2HL （1a ）C L (α)=F L0.5ρU 2BL（1b ）C M (α)=M 0.5ρU 2B 2L（1c ）C H (α)=CD (α)cos α-C L (α)BHsin α（2a ）C V (α)=C D (α)HBsin α+C L (α)cos α（2b ）式中：C D 、C L 、C M 、C H 和C V 分别代表风轴阻力系数、风轴升力系数、扭矩系数、体轴阻力系数和体轴升力系数；F D 、F L 、M 分别代表风轴阻力、风轴升力、气动扭矩；α为初始风攻角；ρ为空气密度；U 为风速；L 、H 、B 分别为节段模型长度及断面高度和宽度.有无横梁断面的风轴三分力系数随初始风攻角α的变化曲线如图5所示. 横梁的存在使得主梁阻力系数C D 明显增大，但对升力系数C L 和扭矩系数C M 影响较小. 采用分离式双箱梁断面的大跨度桥梁三分力系数与桁架梁、闭口箱梁相比，C M 在各攻角下明显变小［15］；与分离式双箱梁断面相比（以主跨1 650 m 的西堠门大桥为例），分离式三箱梁断面各攻角下的C M 大小和斜率均偏小.2.2 附加攻角试验结果附加攻角θ0是由静风荷载引起的主梁的扭转变形. 附加攻角θ0与初始风攻角α、有效攻角αeff 的关系如图6所示，其中，F H 和F V 分别为体轴阻力和体轴升力. 风洞试验中，沿来流方向在节段模型下方并列安装2个激光位移计，用以测量模型的扭转位移.记录无横梁断面在不同初始风攻角下附加攻角随折减风速U *=U /（f αB ）的变化，直至发生颤振失稳，如图7（a ）所示. 不同初始风攻角下，附加攻角均随折减风速的增大而增大，当初始风攻角α=0°时，主梁在折减风速U *=9.72时发生颤振失稳，附加攻角达到了+7.70°. 初始风攻角对断面的附加攻角有显著影响，初始风攻角越大，同等折减风速下其附加攻角也越大.初始风攻角对试验中颤振失稳的临界风速也有（a ）阻力系数C D（b ）升力系数C L（c ）扭矩系数C M 图5 风轴三分力系数Fig.5 Three component force coefficients of wind axis图6 静风附加攻角示意图Fig.6 Diagram of static wind additional attack angle39湖南大学学报（自然科学版）2023 年较大影响. 初始风攻角为正值时，其值越大，失稳折减风速越低. 这可能是因为在大初始攻角下，在风速较低时，断面的有效攻角非常大，更容易发生失稳. 对于有横梁断面，如图7（b ）所示，补充了负攻角的工况，风攻角α=-5°对应的附加攻角非常小，其颤振失稳风速不易受到附加攻角的影响.对比有无横梁断面在相同初始攻角时的附加攻角可以发现（图8），横梁的存在会降低失稳临界风速，且α越大，降低得越多. 结合C M 曲线（图5）来看，当风攻角α>+8°时，扭矩系数曲线出现了一定差别，对气动阻尼影响较大的扭矩系数曲线斜率出现变化，使得横梁对颤振失稳风速有较明显的影响.2.3 附加攻角理论计算如上所述，分离式三箱梁断面的附加攻角效应十分显著. 本节基于静态测力试验结果，计算了节段模型在不同初始攻角下的附加攻角理论解，验证了上述附加攻角试验结果.分析节段模型产生附加攻角时的受力状态可知，4对弹簧提供的弹簧恢复扭矩和气动扭矩相互平衡（静力平衡状态不考虑弹簧阻尼力的影响），如式（3）所示. 其中，K 表示节段模型抗扭刚度，可采用节段模型的扭转基频f α和扭转惯性矩J m 等参数描述，即K=（2πf α）2·J m ·L ；θ0（α）表示随α变化的附加攻角；C M （α）表示随α变化的扭矩系数，本文通过上述节段模型测力试验获得. 利用图解法［21］得到分离式三箱梁节段模型所有试验工况的附加攻角计算解，并与试验解进行对比，如图9所示，理论值与试验值吻合较好.Kθ0(α)=12ρU 2LC M (α) （3）3 附加攻角对颤振性能的影响在节段模型风洞试验中，当节段模型在高折减风速下出现颤振失稳时，由于附加攻角较大，节段模型的有效攻角和初始风攻角有较大差距，无法直接通过该试验得到分离式三箱梁在原定初始攻角下的颤振临界风速. 因此，本文采用CFD 方法模拟二维断面的强迫振动，获得断面颤振导数，从而求解出颤振临界风速.3.1 颤振临界风速CFD 模拟结果本文采用二维数值模型，无法模拟间隔布置的横梁断面，故本节仅对无横梁断面进行计算分析. 采用1∶60缩尺比的断面尺寸建立数值模型并进行计算，计算域如图10（a ）所示. 入口处设置为速度入口，出口为压力边界条件，参考压力为零，主梁断面采用无滑移壁面条件. 采用Gambit 软件对计算域进行网格离散. 紧贴断面壁的边界层网格设置首层网格高度为0.05 mm ，以保证在计算过程中无量纲高度y +<3. 边界层网格外依次是刚性运动网格区域和动网格区域，分别采用非结构化三角形网格和结构化网格. 网格划分如图10（b ）所示. 本文基于有限体积法，采用商用软件FLUENT 进行流场求解. 湍流模型设置为基于RANS 的k -ω SST 模型，湍流强度取0.5％，离散格式均采用二阶迎风格式.在正式计算之前对数值模型的网格无关性和时间无关性进行验证，由于本文采用二维断面进行计算，故主要对三分力系数中的升力系数和扭矩系数进行验证. 在网格无关性验证中，调整网格增长率使网格总数分别为28万（方案Grid-1）、32万（方案Grid-2）、40万（方案Grid-3）. 对比3种网格方案的三（a ）无横梁断面（b ）有横梁断面图7 附加攻角随折减风速变化曲线Fig.7 Curve of additional attack angle withreduced wind speed图8 2种断面附加攻角对比Fig.8 Comparison of additional attack angle between twokinds of sections40第 11 期华旭刚等：大跨桥梁分离式三箱梁附加攻角效应研究分力系数与测力试验结果，如图11所示，3种网格方案计算得到的三分力系数在重点关注的初始风攻角下（α=0°、+3°、+5°、+7°）均十分接近；此外，C L 和C M 的CFD 计算结果与试验结果较为接近.为兼顾精度与效率，选择方案Grid-2进行时间无关性验证. 图12是折减风速等于10、风攻角等于0°时断面做单自由度竖向运动的升力和扭矩时程无量纲化后得到的三分力系数时程，时间步分别为 T /500、T /800、T /1 000 （T 表示竖向运动周期）.由图12可知，不同的时间步下，3条升力系数和扭矩系数曲（a ）无横梁断面（α=0°） （b ）无横梁断面（α=+3°）（c ）无横梁断面（α=+5°） （d ）无横梁断面（α=+7°）（e ）有横梁断面（α=-5°） （f ）有横梁断面（α=-3°）（g ）有横梁断面（α=0°） （h ）有横梁断面（α=+7°）图9 附加攻角的理论计算与试验结果对比Fig.9 Comparison of theoretical and experimental values of additional attack angle（a ）计算域 （b ）网格划分图10 数值模型计算域及网格划分Fig.10 Numerical model computing domain and grid division（a ）升力系数C L （b ）扭矩系数C M图11 网格无关性验证Fig.11 Verification of grid independence41湖南大学学报（自然科学版）2023 年线几乎重合，因此满足时间无关性要求.颤振导数是桥梁断面的气动自激力与运动状态之间的传递函数，最早由Scanlan 等人提出. 在两自由度弯扭耦合颤振中，8个颤振导数如式（4）所示.L se =12ρU 2(2B )ìíîKH *1h U +KH *2αB U +K 2H *3α+K 2H *4h B üýþ（4a ）M se =12ρU 2(2B 2)ìíîKA *1h U +KA *2αB U +K 2A *3α+K 2A *4h B üýþ（4b ）式中：L se 和M se 分别是自激升力和自激扭矩；K =（2πfB ）/U 表示无量纲频率， f 为强迫振动频率；H i *（i =1，2，3，4）是与自激升力相关的颤振导数；A i *（i =1，2，3，4）是与自激扭矩相关的颤振导数；h 、h 、α、α分别为竖向位移、竖向速度、扭转位移、扭转速度.在单自由度强迫振动中设置竖向振幅为4 mm ，扭转振幅为2°，改变竖向运动或扭转运动的频率，使折减风速变化为0~10. 为充分考虑附加攻角对颤振性能的影响，选取初始风攻角分别为-5°、0°、+3°、+5°、+7°及+10°作为计算工况. 不同初始风攻角下的颤振导数计算结果如图13所示.基于颤振导数计算结果，采用求解式（4）特征值的方法，通过风速搜索得到不同攻角下的颤振临界折减风速（图14）.正风攻角从0°增大至+10°的过程中颤振临界风速呈先下降后上升再快速下降的变化规律. 对于小攻角情况，最不利工况是+3°，其颤振临界风速在小攻角工况中最低. 而对于大攻角工况，颤振临界风速大幅下降，尤其是α=+10°时，U *cr =3.77时就发生了颤振失稳. 值得一提的是，对于钝体断面或大攻角下的流线型断面，弯扭耦合振动中竖向和扭转自由度的位移相位差对颤振导数有不可忽略的影响，换言之，基于单自由度强迫振动获得的颤振导数与弯扭耦合振动中的有效颤振导数可能有一定差别，这会导致基于前者计算得到的颤振临界风速有一定误差. 此外，对于钝体绕流问题，流动分离和湍（a ）H 1* （b ）H 2*（c ）H 3* （d ）H 4*（e ）A 1* （f ）A 2*（g ）A 3* （h ）A 4*图13 颤振导数计算结果Fig.13 Calculation results of flutter derivatives图14 颤振临界风速随风攻角变化曲线Fig.14 Curve of critical flutter speed under different windattack angles（a ）升力系数C L （b ）扭矩系数C M图12 时间无关性验证Fig.12 Verification of time independence42第 11 期华旭刚等：大跨桥梁分离式三箱梁附加攻角效应研究流的模拟十分关键，而本文CFD 模拟中采用了二维RANS 湍流模型，该模型计算成本较低，但对流动分离和湍流的模拟有一定局限性，这也可能导致大攻角下的颤振导数计算结果有一定误差. 因此，图14中大攻角下的颤振临界风速计算结果有待进一步验证.3.2 颤振临界风速试验结果图15和图16分别给出了无横梁节段模型和有横梁节段模型的振幅-风速曲线，通过扭转振幅的发散可以得到相应的颤振临界折减风速U *cr =U cr /（f αB ）. 当初始风攻角等于-5°时，附加攻角几乎为0；而通过CFD 强迫振动识别的颤振导数计算的颤振临界风速，消除了附加攻角的影响，因此可以认为试验与计算得到的颤振失稳风速是真正的颤振临界风速. 计算得到颤振临界风速为8.89，对比试验中此攻角下的颤振临界风速U *cr =8.56，两者吻合较好（如图14所示）.在风洞试验中，随着初始风攻角的增大，发生失稳时有效攻角越大，失稳临界风速越低；即使在较大攻角下（+9.73°），节段模型达到颤振临界风速后扭转振幅迅速增大（图15、图16），表现为硬颤振，而非一般钝体断面的软颤振. 由于试验中附加攻角的存在，有效攻角已远偏离于初始攻角，失稳风速会早于原定初始攻角下颤振临界风速出现，故而无法从试验直接得到真正的颤振临界风速. 因此试验测得的颤振失稳风速，实际上是相应有效攻角下的颤振临界风速.值得注意的是，风攻角为+10°时，颤振临界风速计算值为U *cr =3.77；但在试验中风攻角约等于+10°（+9.73°）时，颤振失稳风速为6.49，二者存在较大差异. 原因可能来自两个方面：①试验中有效攻角并不是严格等于+10°，因为颤振临界风速对攻角十分敏感，所以推测试验中有效风攻角为+10°时，试验与计算结果的差距可能会更小. ②如前文所述，本文采用CFD 方法模拟主梁的单自由度振动，且采用了二维的RANS 湍流模型，这两个因素均可能导致大攻角下的颤振临界风速计算值产生一定误差.4 结论本研究在节段模型风洞试验中发现了分离式三箱梁断面存在显著的附加攻角效应，综合采用节段模型测力试验、理论计算、CFD 数值模拟3种研究手段分析了此类断面的附加攻角效应，主要结论如下：1）分离式三箱梁裸梁断面的附加攻角随折减风速的增大而增大，初始攻角为0°时，发生颤振失稳时有效攻角达+7.70°，基于三分力系数计算得到的各初始风攻角下的附加攻角与试验结果吻合较好，验证了试验中附加攻角的可靠性.2）横梁的存在会显著增大断面的阻力系数，而对于升力和扭矩系数，横梁在小攻角下无明显影响，但在大攻角下影响不可忽略. 此外，横梁的存在会降低分离式三箱梁的颤振临界风速.3）分离式三箱梁断面在小攻角下颤振稳定性较好，但在大攻角时颤振稳定性将大幅降低，表现为扭（a ）扭转振幅（b ）竖向振幅图15 无横梁断面振幅-风速曲线Fig.15 Curve of amplitude-wind speed without cross beams（a ）扭转振幅（b ）竖向振幅图16 有横梁断面振幅-风速曲线Fig.16 Curve of amplitude-wind speed with cross beams43湖南大学学报（自然科学版）2023 年转位移快速增大的硬颤振. 显著的附加攻角效应使主梁在高风速下难以维持较小的初始风攻角，因此，高风速下的附加攻角效应将成为大跨径分离式三箱梁桥气弹稳定性的关键因素.本文基于节段模型风洞试验和二维CFD数值模拟对附加攻角效应进行了初步研究，忽略了结构的空间三维效应及全桥结构非线性等因素的影响，未来可借助强迫振动（风洞试验或CFD模拟）、全桥气弹模型风洞试验及三维有限元分析等手段开展进一步研究.参考文献［1］杨詠昕，葛耀君，曹丰产．大跨度悬索桥中央开槽箱梁断面的颤振性能［J］．中国公路学报，2007，20（3）：35-40．YANG Y X，GE Y J，CAO F C．Flutter performance of central-slotted box girder section for long-span suspension bridges［J］．China Journal of Highway and Transport，2007，20（3）：35-40．（inChinese）［2］YANG F F，ZHENG S X，ZHOU Q，et al．Vortex-excited force evolutionary characteristics of split three-box girder bridgesduring vortex-induced vibration［J］．Journal of WindEngineering and Industrial Aerodynamics，2021，218：104762．［3］WANG C Q，HUA X G，FENG Z Q，et al．Experimental investigation on vortex-induced vibrations of a triple-box girderwith web modification［J］．Journal of Wind Engineering andIndustrial Aerodynamics，2021，218：104783．［4］DIANA G，FIAMMENGHI G，BELLOLI M，et al．Wind tunnel tests and numerical approach for long span bridges：the Messinabridge［J］．Journal of Wind Engineering and IndustrialAerodynamics，2013，122：38-49．［5］夏锦林，曹丰产，葛耀君．双开槽箱梁断面悬索桥的抗风性能及气动措施研究［J］．振动与冲击，2017，36（10）：69-75．XIA J L，CAO F C，GE Y J．Wind resistance performance of adouble-slotting suspension bridge and its aerodynamic controlmeasures［J］．Journal of Vibration and Shock，2017，36（10）：69-75．（in Chinese）［6］TANG H J，SHUM K M，LI Y L．Investigation of flutter performance of a twin-box bridge girder at large angles of attack［J］．Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2019，186：192-203．［7］刘志文，谢普仁，陈政清，等．大跨度流线型箱梁悬索桥颤振稳定性气动优化［J］．湖南大学学报（自然科学版），2019，46（3）：1-9．LIU Z W，XIE P R，CHEN Z Q，et al．Aerodynamic optimizationof flutter stability for a long-span streamlined box girdersuspension bridge［J］．Journal of Hunan University （NaturalSciences），2019，46（3）：1-9．（in Chinese）［8］ZHOU R，GE Y J，YANG Y X，et al．Nonlinear behaviors of the flutter occurrences for a twin-box girder bridge with passivecountermeasures［J］．Journal of Sound and Vibration，2019，447：221-235．［9］刘志文，陈岳飞，陈政清．大攻角下典型主梁断面颤振临界风速数值模拟［J］．湖南大学学报（自然科学版），2021，48（1）：82-91．LIU Z W，CHEN Y F，CHEN Z Q．Numerical simulation ofcritical flutter wind speed of typical bridge deck sections at highattack angles［J］．Journal of Hunan University （NaturalSciences），2021，48（1）：82-91．（in Chinese）［10］WANG C Q，HUANG Z W，HUA X G，et al．Aerodynamic mechanism of triggering and suppression of vortex-inducedvibrations for a triple-box girder［J］．Journal of WindEngineering and Industrial Aerodynamics，2022，227：105051．［11］杨凌波，华旭刚，王超群，等．分离式三箱梁车-桥系统气动特性风洞试验［J］．空气动力学学报，2022，40（2）：105-114．YANG L B，HUA X G，WANG C Q，et al．Wind tunnel tests onaerodynamic characteristics of train-triple-box girder system［J］．Acta Aerodynamica Sinica，2022，40（2）：105-114．（in Chinese）［12］LI H，LAIMA S J，OU J P，et al．Investigation of vortex-induced vibration of a suspension bridge with two separated steel boxgirders based on field measurements［J］．Engineering Structures，2011，33（6）：1894-1907．［13］方明山，项海帆，肖汝诚．大跨径缆索承重桥梁非线性空气静力稳定理论［J］．土木工程学报，2000，33（2）：73-79．FANG M S，XIANG H F，XIAO R C．Nonlinear aerostaticstability thoery of large-span cable-stayed bridges［J］．ChinaCivil Engineering Journal，2000，33（2）：73-79．（in Chinese）［14］张宏杰，朱乐东，胡晓红．超千米级斜拉桥抗风稳定性风洞试验［J］．中国公路学报，2014，27（4）：62-68．ZHANG H J，ZHU L D，HU X H．Wind tunnel test on wind-resistant stability of super-kilometer cable stayed bridge［J］．China Journal of Highway and Transport，2014，27（4）：62-68．（inChinese）［15］胡传新，周志勇，孙强．主梁断面形式对大跨斜拉桥风致稳定性的影响研究［J］．桥梁建设，2018，48（6）：53-57．HU C X，ZHOU Z Y，SUN Q．Effects of bridge decks on stabilityof long-span cable-stayed bridge［J］．Bridge Construction，2018，48（6）：53-57．（in Chinese）［16］欧阳克俭，陈政清．附加攻角效应对颤振稳定性能影响［J］．振动与冲击，2015，34（2）：45-49．OUYANG K J，CHEN Z Q．Influence of static wind additiveattack angle on flutter performance of bridges［J］．Journal ofVibration and Shock，2015，34（2）：45-49．（in Chinese）［17］熊龙，廖海黎，马存明，等．静风效应对千米级悬索桥颤振的影响［J］．华中科技大学学报（自然科学版），2016，44（12）：44-49．XIONG L，LIAO H L，MA C M，et al．Study on aerostatic effectson flutter of kilometer level suspension bridge［J］．Journal ofHuazhong University of Science and Technology （Natural ScienceEdition），2016，44（12）：44-49．（in Chinese）［18］朱乐东，朱青，郭震山．风致静力扭角对桥梁颤振性能影响的节段模型试验研究［J］．振动与冲击，2011，30（5）：23-26．ZHU L D，ZHU Q，GUO Z S．Effect of wind-induced statictorsional angle on flutter performance of bridges via sectionalmodel test［J］．Journal of Vibration and Shock，2011，30（5）：23-26．（in Chinese）［19］项海帆，葛耀君．悬索桥跨径的空气动力极限［J］．土木工程学报，2005，38（1）：60-70．XIANG H F，GE Y J．On aerodynamic limits to suspensionbridges［J］．China Civil Engineering Journal，2005，38（1）：60-70．（in Chinese）［20］DIANA G，FALCO M，CHELI F，et al．The aeroelastic study of the Messina Straits Bridge［J］．Natural Hazards，2003，30：79-106．［21］曹丰产，葛耀君. 桥梁节段模型试验的风攻角与静力扭转发散［C］//第十二届全国结构风工程学术会议论文集：上册. 北京：中国土木工程学会，2005： 302-306.CAO F C，GE Y J. Wind attack angle and static torsiondivergence in sectional model test of bridges［C］//Proceedings ofthe 12th National Conference on Structural Wind Engineering：Volume 1. Beijing： China Civil Engineering Society， 2005： 302-306. （in Chinese）44。

中国科学D辑:地球科学2007年第37卷第11期: 1536~1546收稿日期: 2007-04-30; 接受日期: 2007-07-16国家自然科学基金(批准号: 40575069)和浙江省气象科技开放研究专项(编号: KF2006002)资助* 联系人, E-mail: huizhil@ 《中国科学》杂志社SCIENCE IN CHINA PRESS建筑物表面风压以及风场的数值模拟与风洞实验研究姜瑜君①刘辉志②*张伯寅③朱凤荣③梁彬③桑建国④(①浙江省气象科学研究所, 杭州310017; ②中国科学院大气物理研究所大气边界层物理和大气化学国家重点实验室, 北京 100029; ③北京大学湍流与复杂系统国家重点实验室, 北京100871; ④北京大学物理学院大气科学系, 北京100871)摘要利用自主开发的模拟建筑物周围风环境数值模式“北京大学大气环境模式”(Peking University Model of Atmospheric Environment, PUMA), 通过求解非静力动力学方程, 模拟了一个特殊塔型结构建筑物周围的空间流场以及建筑物表面风压系数的分布特征, 同时与风洞实验的数据进行了对比, 对该拟建项目可能导致的风环境问题以及建筑表面风荷载进行了评估. 模拟结果与实验数据的比较显示, 两者在速度场与建筑表面风压系数具有较好的吻合度, 体现了该模式在风场以及压力场计算方面的良好性能. 但通过与实验结果的对比不难发现, 模式的结果在某些情况下与试验存在较大的误差. 造成这种偏差的原因, 一方面是模式现有的分辨率为水平方向 2 m, 垂直方向3 m, 难以将塔型结构建筑物表面的气压变化完全精确的展现出来; 另一方面, 固壁面上格点的气压和周边空间气压分布之间关系的参数化方案, 仍需要进一步改进. 从整体来看, 该模式模拟结果与风洞实验基本吻合, 可以较好计算特殊形状钝体结构建筑物导致的风场以及风压分布情况. 研究表明该数值模式可用以评估建筑物的表面风压及周围的风环境, 在建筑物的风工程项目中具有良好的应用前景.关键词塔型结构建筑物风荷载风压系数非静力数值模式风是建筑物设计以及城市规划中需要慎重考虑的气象因子之一. 大型高层建筑的修建, 既需要建筑技术与结构材料的保障, 同时也应该具有足够的抗风强度, 因而设计者需要考虑风对结构体的动态载重效应. 建筑物在外界强风来流的作用下可能导致的摆动、震动等结构安全方面的问题, 一直都是计算风工程领域的重要研究课题之一[1,2]. 随着科技水平的提高和人们生活的不断改善, 建筑物所导致的行人风环境问题, 也开始逐渐得到大家的重视[3,4].建筑物周围的流场结构受到诸多因素的影响, 如背景风场的特性、建筑物本身的几何形状以及邻近的建筑群的影响等[5,6]. 由于钝体绕流的阻塞作用而导致的下冲、涡旋、角隅流以及尾流、穿堂风等效应, 建筑物附近的流场就会变得相当的复杂. 上述诸多因素的存在, 往往会导致在高层建筑物附近产生过高的局地风速, 从而给在其周围活动的行人造成不舒适, 甚至可能存在行人被强风刮倒致伤的安全隐患[7]. 建筑物导致的不良行人风环境会有损于建筑物的使用舒适度和住居环境, 因此设计师们都希望能够在设计阶段就对建筑物周围的风环境问题进行评第11期姜瑜君等: 建筑物表面风压以及风场的数值模拟与风洞实验研究1537估, 以作适当修改或采取一些可行的措施, 从而提供更加舒适、安全的生活环境. 如今, 大部分先进国家都已开始立法要求对高大建筑物或结构体周围的风场作环境影响评价. 即在项目兴建前的概念、规划与设计阶段, 要预先评估建筑物的风荷载以及周边的风场特征, 对其建成后可能导致的风环境问题作出科学的评价[8,9].建筑物风环境的研究方法一般包括现场观测、物理模拟实验如风洞、水槽和水洞实验等以及数值模拟计算[10~13]. 随着计算机硬件条件的飞速发展, 应用计算流体力学方法对城市边界层内建筑结构周围流场的模拟, 在最近十几年中取得了很大的进展[14,15],尤其是在计算风工程领域取得了显著的进步, 同时也促进了计算流体力学(Computational Fluid Dynamics, 简称CFD)软件的发展.CFD软件主要被用于解决工程中的流体和传热问题, 由于具有丰富的物理模型、先进的数值方法以及强大的前后处理功能, 目前被广泛应用到计算风工程领域中, 如对于高层建筑物单体或者建筑群的周边流场的数值模拟以及相应的风压、风荷载的研究. 由于它可以精确的对建筑群或者结构体所致的流场进行数值模拟[16], 其模拟结果被广泛利用作为行人风环境的评估参考[6]. 此外CFD软件还可以计算人体表面及其附近空间微尺度的风环境以及热力环境特征 [17]以及各种尺度的流场分析[18], 也可以对建筑物内部污染物扩散进行合理的计算模拟[19], 甚至对大型火灾造成的影响也能进行有效的模拟[20], 研究表明, CFD软件在目前的城市环境问题研究当中有着广泛的应用前景.目前的CFD软件功能已经十分强大, 但并不能很好的解决大气科学领域的某些特殊问题, 如太阳辐射所致的局地热力差异对建筑物周围风环境的影响, 局地大气以及地表热力环境的昼夜变化所导致的温度层结等. 因此国内外研究城市气候的学者们发展了能够用于研究建筑物风环境和热力环境的大气边界层模式, 如蒋维楣、张宁、徐敏等[21~24]利用大涡模拟技术(LES)对小尺度建筑物结构体所致流场以及相应的污染物扩散进行了有效的数值模拟. 苗世光等[25]则在此基础上, 建立了一个针对城市小区的气象以及污染扩散的数值模式, 并用于小区大气环境的评估, 结合观测结果为小区的规划建设提供科学合理的参考意见. 这一类自主开发的模式, 由于可以灵活地结合能量平衡、污染物输送等模式, 在大气科学研究领域存在较好的发展空间.除了LES方法以外, RANS(Reynolds-averaged Navier-stokes equation)方法也被广泛应用到城市边界层的数值模拟当中. 桑建国利用该方法建立一个大气环境模式PUMA, 并用以计算小尺度的街谷热力环境和流场结构[26], 王宝民等[27,28]、姜瑜君等[29]、刘辉志等[30]利用该模式, 对高层建筑的周边流场进行了模拟, 并结合风洞实验的结果对一些拟建的高层建筑进行了合理的风环境评估.对正在拟建的项目而言, 进行事先的观测是不可能的, 一个比较可行的方案就是对规划区域的模型进行一些合理的物理实验, 如风洞、水槽、水洞实验等. 将物理模拟实验数据与数值模拟相结合, 对其结果进行相互对比分析, 从而对拟建的项目风环境进行评价, 这是目前比较理想而且切实可行的研究手段之一. 本文拟采用自主开发的数值模式PUMA, 对一个特殊造型的建筑物周边流场结构以及建筑各表面风荷载进行数值计算, 并结合风洞实验数据进行对比分析, 为该建筑的设计方案提供风荷载以及风环境的科学评估.1风洞实验与数值模式1.1风洞实验实验模拟的目标建筑物为法门寺当时拟建的合十舍利塔, 法门寺位于陕西省宝鸡地区扶风县城以北10 km处的法门镇, 东距西安市110 km, 西至宝鸡市90 km, 是我国古代著名的佛教寺院. 1987年法门寺地宫发掘, 使法门寺成为佛教界及学术界的瞩目之地. 正在拟建的法门寺文化区, 南北长2165 m, 东西宽952 m, 总占地面积3092亩1), 其中法门寺合十舍利塔, 总高147 m, 宽50 m, 呈合十双手的特殊造型, 居于该文化区的中央. 图1给出了法门寺合十舍利塔设计效果图.风洞模拟实验是在北京大学环境学院大气环境模拟国家重点实验室的环境风洞中进行. 该环境风洞为直流、吸式, 实验段长32.0 m, 其风洞实验截面积为2 m×3 m, 流速范围为1.0 ~21 m/s. 缩尺比例为1:200的刚性模型被安置在风洞试验段的转盘上, 在试验中通过转盘的旋转以变更来流风向, 来流风的1)1公亩=102 m21538中国科学 D 辑 地球科学第37卷图1 法门寺合十舍利塔设计效果图特征则依据建筑物所在地的地形地貌条件而定. 风洞试验过程中, 我们采用了毕托管、微压计、热线风速仪等测量仪器, 测量了模型周围速度的空间分布以及模型表面的压力分布特性.1.2 数值模式由北京大学开发的“北京大学大气环境模式”(Peking University Model of Atmospheric Envi-ronment, PUMA)可以对中尺度、小尺度和微尺度的大气环境进行模拟, 并在多项研究课题中得到应用. 此次风环境评价采用该数值模式中的城市边界层模式, 对流场的空间结构进行模拟, 并和风洞实验结果进行比较验证. 由于一般风工程所涉及的问题大都发生在较强的来流风速下, 且在近地表上数百米高度的大气边界层范围之内；在风速较大的情况下, 大气机械湍流作用通常超过热力作用, 所以本模拟暂不考虑热力作用.在大气边界层中, 大气运动的平均Navier-Stokes 方程为0,iiu x ∂=∂ (1) 1(),i i j ij j i ju u pu R t x x x ρ∂∂∂∂+=−−∂∂∂∂ (2) 其中i u 为在i x 方向上的平均速度分量(i = 1,2,3), p 为扰动气压, ρ为空气密度, Reynolds 应力ij i j R u u =是作用于空气块上的应力项. 应力ij R 按湍流闭合假定, 可表示成为22,3ij ij ij R k KS δ=− (3) 其中ij S 为平均流场的应变率, 1.2ji ij j iu u S x x ⎛⎞∂∂=+⎜⎟⎜⎟∂∂⎝⎠湍流粘性系数K 可用湍流动能k 和湍流动能耗散率ε, 表示成为2,k K C µε= (4)其中C µ为闭合系数.k 和ε分别由下列方程给出,i j ij j j i k i u k k K k u R t x x x x εσ⎛⎞∂∂∂∂∂+=−+−⎜⎟∂∂∂∂∂⎝⎠ (5) 212,i j ij j j i k i u K u c R c t x k x x x kεεεεεεεσ⎛⎞∂∂∂∂∂+=−+−⎜⎟∂∂∂∂∂⎝⎠ (6)其中半经验的系数取值如下[31]:0.09,c µ= 1 1.44,c ε= 2 1.92,c ε=1.0,µσ= 1.3.εσ=在本次计算中, 入流边条件可取为定常的, 设平均风沿x 轴方向, 取10()(/10),u z u z α= (7)其中u 10为10 m 高处风速, 幂指数α为稳定度和粗糙度的函数, 在风工程领域考虑较多的是大风情况, 在这种大气条件下, 稳定度一般为中性, 其数值通常由风洞实验数据校正得到, 在本次实验中α = 0.18.在出流边界, 取自由流边条件第11期姜瑜君等: 建筑物表面风压以及风场的数值模拟与风洞实验研究 15390, 0, 0, 0.u v k x x x xε∂∂∂∂====∂∂∂∂ (8) 在钝体表面如墙面、路面和屋顶, 取非滑动边条件0, 0, 0,ku v n∂===∂ (9)其中n 为固体表面的法线方向.由于计算精度要求和时间的限制, 本文只针对塔基的主体部分进行了模拟, 模拟区域为: 东西方向144 m, 南北方112 m, 垂直方向150 m; 水平网格为2 m, 垂直为3 m, 总格点数为73×57×51. 时间步长为0.04 s, 计算时间为20 s, 此时基于RANS 计算的流场趋于稳定.2 结果分析和讨论图2给出了基于当地30 a(1971~2000)气象资料统计结果所得宝鸡地区以及扶风的风频分布情况, 图中可以看到, 扶风以及整个宝鸡地区, 东、西风发生的频率比较高, 为12%, 其次是东南风10%, 而最大风速出现在北风的情况, 达14 m/s. 由于塔身表面拟采用玻璃帷幕, 因此在大风天气条件下, 塔身表面的风压、风荷载的分布特性对设计安全来说具有重要的参考意义. 鉴于该建筑沿着正北轴线东西对称分布, 本数值模拟对东风以及北风两种来流情况分别进行了计算(两种来流风速大小一样), 并与相应的风洞实验数据进行对比.数值模拟以及风洞实验中, 时均压力系数(平均压力系数)通过下式获得:ref2ref ,12i pi P P V ρ−=其中: i P —测点i 处的时均值, ref P —参考点静压,2ref /2V ρ—参考点处动压(即总压-静压), ρ—来流密度,ref V —参考点风速.2.1 东风由于东风来流风速较大, 且发生频率较高, 塔身东侧外表面的风压分布情况对于结构设计建设就比较重要, 因而本次风洞试验对这种来流情况下的塔身风荷载情况进行了相关的数据采样. 图3是风洞实验得到的塔身各个表面的平均风压系数分布情况(来流速度为9.6 m/s , 参考高度为10 m). 从图上可以看出, 在东风来流情况下, 东侧外表面为迎风面, 由于风攻角较大, 其外表面风压普遍为正值. 其数值在中心最大, 大约1.3~2.3, 外围部分则在0.3~1.3, 边缘的值在 −0.6~0.3, 风压系数分布呈现辐射状递减, 而塔身其他各个表面由于处在背风区, 风压则呈现负值.图4则是东侧迎风面风压分布的数值模拟结果与实验的对比情况. 从模拟的结果来看, 风压系数分布情况、以及相应区域的数值大小, 虽然和测量结果存在一定的差距, 但是其分布的趋势和数值大小还是比较接近的. 由于测量结果图给出的风压分布图分辨率比较低, 高值区为1.3~2.3, 一个标尺的量度在1左右, 因此和数值模拟结果相比存在一定的差距也是情理之中. 不过从计算整体效果看, 风洞实验的数据与数值模拟的结果是比较接近的. 又由于在实际的钝体绕流中, 在高雷诺数情况下, 建筑物边缘以及迎风面、背风面的流场结构是复杂变化的, 各种小尺度的扰动以及之间的相互作用, 使得靠近固壁面范围内的流场结构呈现空间的不均匀性和时间的非定图2 舍利塔建筑设计所在地1971~2000年平均风的玫瑰图1540中国科学D辑地球科学第37卷图3 东风来流, 风洞实验得到的的塔身表面的风压系数分布情况图4 东风来流, 迎风面的表面风压系数分布第11期姜瑜君等: 建筑物表面风压以及风场的数值模拟与风洞实验研究 1541图5 实验测点编号分布A 剖面为迎风面; B, C 剖面为背风面; 模型比例1:200图6(a), (b), (c)为三个剖面上模拟和实验数据的对比图1542中国科学D辑地球科学第37卷常性. 图3显示的是对采样的数据进行一定时间平均的结果, 而用RANS得到的模拟结果, 虽然可以得到一个平均化的准定常流场形态, 但是由于扰动气压随时间变化是持续而又无序的, 加上本次数值实验的网格距较大, 因此空间分辨率比较低, 也会导致模拟和实验的数据存在一定的偏离.2.2北风北风是出现最高风速值的来流情况, 虽然发生频率较低, 由于最大风速达到14 m/s, 因此有可能对塔身建筑造成不安全的因素, 也会在近地面形成局地强风, 对行人活动造成不便. 因此我们风洞实验对这种来流情况进行局部空间点的风速测量, 同时也与数值模拟的结果作了相应的比较分析.图5显示的是, 风洞实验中风场测点的编号情况, 此次实验来流风速为9.6 m/s(参考高度10 m处的风速, 与东风情形一样). 图6是图5中的A, B和C三个剖面上的各个测点的实验数据与相应的模拟结果的对比情况. 从结果来看, 数值模拟的结果还比较理想, 尤其在迎风面A的模拟上, 与风洞实验的数据有着较高的吻合度, 但在迎风面的1, 10和11三个编号位置, 模拟与实测存在一定的误差, 这三点处于建筑基座迎风面底部, 靠近表面, 风场变化较大而且绕流区的气流结构比较复杂, 在网格距较大的情况下, 会存在一定的出入. 在穿越塔身中间的结构以后, 气流变得比较复杂, 加之数值模拟的空间分辨率相对偏低, 故而与试验数据的偏差变大, 如16, 17, 18和21等处于建筑物边缘的测点, 误差较大. 但从A, B和C 3个剖面的整体结果对比来看, 现有的数值模式, 图7 北风来流情况下, 塔身各表面的压力系数分布的风洞实验结果第11期姜瑜君等: 建筑物表面风压以及风场的数值模拟与风洞实验研究1543在流场计算方面, 可以较好的模拟出复杂建筑物造成的空间速度场的分布情况, 具有较高的可信度.图7显示的是北风来流情况下, 风洞实验得到的塔身压力系数分布情况. 从图上可以看出, 塔身正北面与来流形成90o的风攻角, 因而表面的风压系数较高, 其高值区的分布呈现对称钝三角, 最大值在2.3 ~ 3.3之间, 气流对内侧表面的冲击形成的系数较低, 大致在1.3 ~ 2.3之间, 在图8我们也可以明显的发现这个规律. 塔身其他表面由于大部分处于背风区域, 因此压力系数整体呈现为负压, 数值值大概在−1.6~−0.6之间.图9是北风来流情况下, 45 m高处(即设计方案中中间小塔高度)的水平流场示意图. 从图中可以看出, 流场呈东西对称分布, 佛塔结构由于存在对称的水平梯形截面, 北端内表面与北风来流形成大致45o 的风攻角, 因此在西内侧表面和东内侧表面的北端会有正压值存在, 而南端由于气流离开固壁面, 故而形成负压, 这种分布在图7以及图10都可以明显的看到. 而东侧和西侧外表面, 由于气流方向大都与固壁面背离或风攻角小且风速较低, 因此这两个外表面的风压系数整体呈现为负压, 其分布呈现由北向南递减的负压带状分布图案, 这种分布在图7以及图11都可以明显的看出, 实际上这种分布趋势和气流流动与固壁面的背离以及风速值大小的变化是吻合的.3结论从本文的模拟结果来看, 基于不可压缩流体连续方程、Reynolds平均动量方程以及k-ε湍流闭合方案的数值模式PUMA城市气候模式, 可以对塔形建筑物表面风压系数分布进行合理的模拟, 与实验的数据相比显示, 速度场与表面风压系数具有较好的吻合度, 体现了在该模式在风场以及压力场计算方面的良好性能. 但也存在一定的问题, 需要加强和改进.在结果显示方面, 由于分辨率以及相应的图象显示软件的开发缺乏, 自主开发的模式, 在这方面, 功能低于CFD的各种商业软件, 但是, 自主开发的软件, 可移植性程度高, 可以灵活地添加大气辐射、污染物输送等模块, 因此在大气科学研究领域有着比较广泛的应用前景.与实验结果的对比可以看出, 模式的结果在一图8 北风入流, 数值模拟的塔身北侧表面的风压分布情况1544中国科学 D 辑 地球科学第37卷图9 45 m 高度的水平流场示意图图10 数值模拟的东西侧内表面的风压分布结果定的地方, 存在较大的误差, 比如在北风来流情况下, 东西两侧外表面的风压分布, 计算模拟的结果就和实验存在一定的区别. 造成这种偏差, 一方面是模式现有的分辨率为水平2 m 、垂直3 m, 这种网格距, 比较难以将塔型建筑物表面的气压变化精确的展现出来, 当然网格分辨率的提高, 将大大增加计算机计算量, 这也是下一步工作的重点. 另一方面, 固壁面上格点的气压和周边空间气压分布之间关系的参数化第11期姜瑜君等: 建筑物表面风压以及风场的数值模拟与风洞实验研究 1545图11 数值模拟的东西侧外表面的风压分布结果方案, 仍需要进一步改进.在差分格式上, 如果采用高分辨率的有限元网格, 或者在局地采用细网格的方法, 那么比较好的方案是采用隐格式进行差分迭代运算, 但是隐格式所带来的较大耗散, 会对计算结果造成不良的影响, 尤其在大规模的小区流场计算方面, 人为耗散会导致内部流速过低, 与实验数据的偏差较大的结果. 如何选择合适的差分方法, 是该模式以后改进的重点之一.结果表明, 现有的模式PUMA, 在计算流场和风压分布方面, 具有较好的精确度和可信度, 适用于对拟建的建筑物或结构体进行相关的风环境以及风荷载进行数值计算, 并结合相应的实验结果, 对建设方案提出合理的建议与评估.参 考 文 献1 Murakami S, Mochida A, Kondo K, et al. Development of new k −εmodel for flow and pressure fields around bluff body. J Wind Eng Ind Aero, 1997, (67-68): 169—1822 Cermak J E. Progress in physical modeling for wind engineering. JWind Eng Ind Aero, 1995, (54-55): 439—4553 Murakami S, Oka R, Mochida A, et al. CFD analysis of wind cli-mate from human scale to urban scale. J Wind Eng Ind Aero, 1999, 81: 57—814 Plate E J. Methods of investigating urban wind fields-physicalmodels. Atmos Environ, 1999, 33: 3981—39895 Craig K J, de Kock D J, Snyman J A. Minimizing the effect ofautomotive pollution in urban geometry using mathematical opti-mization. Atmos Environ, 2001, 35: 579—5876 He J A, Charles C S Song. Evaluation of pedestrian winds in urbanarea by numerical approach. J Wind Eng Ind Aero, 1999, 81: 295—3097 Richard M. Politics of pedestrian level urban wind controls. BuildEnviron, 1989, 24: 291—2958 White B R. Analysis and wind tunnel simulation of pedes-trian-level winds in San Francisco. J Wind Eng Ind Aero, 1992, 41: 2353—23649 ASCE, Wind tunnel studies of buildings and structures. ASCEManuals and Reports on Engineering Practice, ASCE, Reston, Vir-ginia, 1999, 67. 20710 Cermak J E. Aerodynamics of buildings. Annu Rev Fluid Mech,1976, 8: 75—10611 Hunt J C R, Poulton E C, Mumford. The effects of wind on people:New criteria base on wind tunnel experiments. Build Environ, 1976, 2: 15—2812 Peterka J A. Selection of local peak pressure coefficients forwind-tunnel studies of buildings. J Wind Eng Ind Aero, 1983, 13: 477—48813 Boggs D W, Peterka J A. Aerodynamic model tests of tall buildings.J Eng Mech, 1989, 115: 618—63514 Mochida A, Murakami S, Shoji M, et al. Numerical simulation offlow field around Texas Tech Building by Large Eddy Simula-tion(LES). First Int Symp On Comp Wind Eng, Tokyo, Japan, 19921546中国科学D辑地球科学第37卷15 Nicholls M E, Pielke R A, Eastman J L, et al. Application of theRAMS numerical model to dispersion over urban area. Wind Cli-mate in Cities, 1995. 703—73216 Kato S, Murakami S, Mochida A, et al. Velocity pressure field ofcross ventilation with open windows analyzed by wind tunnel and numerical simulation. J Wind Eng Ind Aerodyn, 1992, (41-44): 2575—258617 Murakami S, Zeng J, Hayashi T. CFD analysis of wind environ-ment around a human body. J Wind Eng Ind Aerodyn, 1999, 83: 393—40818 Mochida A, Murakami S, Ojima T, et al. CFD analysis ofmesoscale climate in the Greater Tokyo area. J Wind Eng Ind Aerodyn, 1997, (67-68): 459—47719 Kato S, Murakami S, Takahashi T, et al. Chained analysis of windtunnel test and CFD on cross ventilation of large-scale market building. J Wind Eng Ind Aerodyn, 1997, (67-68): 573—58720 Shiraishi Y, Kato S, Murakami S, et al. Numerical analysis ofthermal plume caused by large-scale fire in urban area. J Wind Eng Ind Aerodyn, 1999, 81: 261—27121 张宁, 蒋维楣, 胡非. 利用k-ε湍流能量闭合方法对城市街渠内气流结构的模拟. 空气动力学学报. 2001, 19(3): 296—301 22 张宁, 蒋维楣, 王晓云. 城市街区与建筑物对气流特征影响的数值模拟研究. 空气动力学学报, 2002, 20(3): 339—34223 张宁, 蒋维楣. 建筑物对大气污染物扩散影响的大涡模拟. 大气科学, 2006, 30(2): 212—22024 徐敏, 王卫国, 蒋维楣. 建筑物尾流区气流与污染物扩散的数值计算. 环境科学学报, 1999, 19(1): 52—5625 苗世光, 蒋维楣, 王晓云, 等. 城市小区气象与污染扩散数值模式建立的研究. 环境科学学报, 2002, 22(4): 478—48326 桑建国, 刘辉志, 王宝民, 等. 街谷环流和热力结构的数值模拟.应用气象学报, 2002, 13(特刊): 69—8127 Wang B M, Liu H Z, Chen K, et al. Evaluation of pedestrian windsaround tall buildings by numerical approach. Meteorol Atmos Phys, 2004, 87(1-3): 133—14228 王宝民, 刘辉志, 桑建国, 等. 北京商务中心风环境风洞实验研究. 气候与环境研究, 2004, 9(4): 631—64029 姜瑜君, 桑建国, 张伯寅. 高层建筑的风环境评估. 北大大学学报(自然科学版), 2005, 42(1): 69—7630 刘辉志, 姜瑜君, 梁彬, 等. 城市高大建筑群周围风环境研究.中国科学D辑: 地球科学, 2005, 35(增刊Ⅰ): 84—9631 Jones A C, Launder D B. Lectures in mathematical models of tur-bulence. London: Academic Press, 1972. 358。

大跨翘曲屋盖风压分布的风洞试验与数值模拟林拥军;沈艳忱;李明水;罗楠【摘要】为了解大跨翘曲屋盖结构的风压分布特征,对某大跨翘曲屋盖进行了风洞试验和计算流体动力学数值模拟.首先,根据风洞试验结果分析了屋盖风压分布情况及门窗开启状态对风压分布的影响;然后,基于CFX软件平台,采用RNG κ-ε湍流模型模拟了该屋盖结构的平均风压分布,并将模拟结果与风洞试验数据进行了比较.研究结果表明:门窗开启对外风压影响较小,对内压有一定影响,开一边门窗时,屋盖会受到向上的升力,两边同时开启时,内压对屋盖有向下的吸力作用;采用RNG κ-ε湍流模型模拟大跨翘曲屋盖结构的平均风压分布具有较好的计算精度,可较准确地反映实际风压;屋面风压分布以吸力为主,风荷载最不利位置在翘曲边缘和屋面顶部区域;来流方向为翘曲向时,风流在翘曲边缘有较大的分离,在翘曲面有较强的漩涡产生,风流绕过建筑后,在来流方向建筑两侧会伴随着分离和漩涡产生,且在背风面会形成两个大的对称尾涡,而来流方向为凹曲向时,侧面和背风面的分离和漩涡并不明显.%In order to determine the wind pressure distribution characteristics of a large-span warpage roof structure,a wind tunnel test and numerical simulation were carried out for a large-span warpage roof.First,the distribution of roof pressure and influence of open doors and windows on the wind pressure distribution were analysed according to the wind tunnel test results.Then,the mean wind pressure distribution for the roof structure was simulated on a CFX soft ware platform by using an RNG κ-ε turbulence model,and the simulation results were compared to the wind tunnel test data.The results showed that the open doors and windows yielded little influence on the external wind pressure,and non-negligible influence onthe internal pressure.Specifically,when the doors and windows of one side were opened,the roof was subjected to an upward liftingforce.Alternatively,when both sides were opened at the same time,the internal pressure resulted in a downward suction on th e roof.The RNG κ-turbulence model was used to simulate the average wind pressure distribution of a large-span warpage roof structure,and was found to accurately reflect the actual wind pressure.The primary effect of wind pressure on the roof was suction,and the most unfavourable position of wind load occurred at the warping edge and in the rooftop area.When the flow direction occurred parallel to the warp direction,the wind flow yielded increased separation on the warp edge and a stronger vortex on the warp surface.Wind flowing around the building resulted in the separation and vortex occurring along both sides in the flow direction;additionally,two large symmetric trailing vortexes were formed on the leewardsides.However,there was no significant evidence of separation and vortex occurring on both sides when the wind flow was directed against warpage.【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2018(053)002【总页数】8页(P226-233)【关键词】翘曲;风洞试验;数值模拟;内压;尾涡【作者】林拥军;沈艳忱;李明水;罗楠【作者单位】西南交通大学土木工程学院,四川成都610031;南京水利科学研究院,江苏南京210029;西南交通大学土木工程学院,四川成都610031;西南交通大学土木工程学院,四川成都610031【正文语种】中文【中图分类】TU31随着社会不断进步,大跨屋盖结构已广泛应用于试验大厅、展览馆、航空港、体育馆、车站等公共建筑中,且多采用整体受力性能好的曲面结构,曲面形式对风压分布影响很大,不同的曲面形式可能会有不同的风压分布规律[1-3].除此之外,这些大跨度屋盖结构还具有质量轻、柔性大、自振频率低的特点,对风荷载十分敏感,屋盖的绕流和空气动力作用较为复杂[4-6].其中,大跨度翘曲屋盖结构造型独特优美,但目前还没有可供参考的风荷载体型系数,主要通过风洞试验来确定.目前国内外研究者对大跨结构风荷载的研究主要有基于现场实测、风洞试验和数值模拟3种方法,现场实测由于需要耗费大量的人力、物力,因此很少采用[7],因此对结构风荷载的研究主要还是采用风洞试验和数值模拟方法.随着计算机软硬件水平的飞速进步以及流体力学理论的发展,计算流体动力学(computational fluid dynamics,CFD)方法在结构风工程中已有所应用[8-10].Gloria等[11]对复杂建筑进行了平均风压的数值模拟,王振华[8]和KIM[12]等还分别采用基于雷诺时均方程的标准k-ε、RNG k-ε、可实现的(realizable) k-ε和雷诺应力模型(Reynolds stress model,RSM) 4种湍流模型对大跨屋盖表面平均风压分布进行了数值模拟,结果表明4种模型的模拟结果差异不大.虽然CFD方法和网格技术等还有许多需要改进之处,但是与传统风洞试验相比,CFD方法不仅可以建立建筑原型尺度,而且还可以根据研究需要,方便地改变流场和结构的相关参数,对研究对象进行全方位多层次分析,从而避免风洞试验的不足,且周期短、成本低,已逐渐成为结构风工程领域的研究热点和预测建筑物风荷载较为有效的方法[13-16].本文以某大跨翘曲屋盖试验厅作为研究对象,首先介绍了风洞试验,并分析了屋盖风压分布及门窗开启状态的影响,然后利用流体力学分析软件CFX,采用RNG k-ε模型,通过选用较为合理的参数设定,对其进行CFD数值模拟,并将数值模拟结果与风洞试验结果进行对比分析,验证了数值方法模拟计算大跨翘曲屋盖结构平均风压分布的适用性.1 风洞试验1.1 工程概况某试验厅为大跨翘曲屋盖结构,造型独特,结构平面为方形,主跨为150.0 m,高为33.6 m,该建筑中部凹曲,向两侧具有不同高度的翘曲,结构体系复杂,图1为其结构示意图,50年重现期基本风压值为0.45 kN/m2,100年重现期基本风压值为0.50 kN/m2,《建筑结构荷载规范》(GB50009—2012)对于这种造型独特的大跨度屋盖结构的风荷载计算缺乏准确的体型系数规定,也无参考资料可借鉴,为确保结构的抗风安全,应采用风洞试验,研究作用于建筑物上的风荷载,为结构设计提供依据.1.2 试验设备试验在西南交通大学风工程试验研究中心XNJD-3回流式低速风洞进行[17],该风洞试验段长为36 m,宽为22.5 m,高为4.5 m,试验风速范围为1.0～16.5 m/s.风洞配备了模拟大气边界层的装置,风洞底壁设有可转动360°的转盘,以变换试验的风向角.采用美国Scanvalve电子扫描阀进行测压,Dantec热线风速仪进行风速测量.1.3 试验模型及测点采用刚性模型,综合考虑结构几何尺寸和风洞试验段尺寸,模型的几何缩尺比为1∶75,由金属管材、复合材料、有机玻璃等制成.在屋盖自身表面、雨棚的上下表面布置测压点,测试风压分布.根据屋盖外形特征及风向需要进行测点布置,在屋盖边缘、拐角位置及大挑檐等部位测点要密些,其他部位要疏一些.823个测点布置在建筑表面区域,50个测点布置在门面及雨棚上下表面,图2为测点布置的基本情况. 图1 某试验厅屋盖结构(单位:m)Fig.1 Roof structure of an experimental hall (unit:m)图2 测点布置情况Fig.2 Arrangement of measuring points1.4 试验方案根据《建筑结构荷载规范》(GB50009—2012),当重现期为100年时,该建筑物所在地的基本风压为0.5 kN/m2,基本风速V0=28.6 m/s.所在地地貌为A类,边界层粗糙度指数为0.12,风剖面及湍流度分布由档板、尖塔、粗糙元模拟(图3).图3 风洞试验模型Fig.3 Wind tunnel test model试验参考点屋盖顶面风速为8 m/s,每个测点采样时间为60 s,采样频率为200 Hz.所有压力测点的脉动压力时程将同步获得.为了解门窗开启状态对结构抗风的影响,试验分为5种情况:WC-Ⅰ,门窗全部关闭;WC-Ⅱ,开一侧门和窗;WC-Ⅲ,开两侧门关窗;WC-Ⅳ,关门开一边窗;WC-Ⅴ,关门开两边窗.窗开启时的情况如图4所示.门窗全部关闭时,试验风向按24个罗盘方向设置,隔15°设置一个试验风向,如图5所示.其余情况试验风向按8个罗盘方向设置,隔45°设置一个试验风向.每风向重复测量2次,所有压力测点的脉动压力时程同步获得.图4 窗开启时的试验模型Fig.4 Test model of window opening图5 试验风向示意Fig.5 Test wind direction1.5 试验结果及分析1.5.1 屋盖风压分布图6给出了门窗全部关闭时,屋脊线风压系数(Cp)随风向角的变化曲线,各曲线代表的是屋脊线上不同测点位置.由图6可知:在各方向角下,屋面风压分布以吸力为主,和文献[7-8]的结论基本一致,说明大跨屋盖结构具有较为相似的风压分布特性;在凹曲方向,迎风面风压大于背风面;最大平均负风压系数为-1.350,发生在风向角为270°时来流侧屋面檐口的A1-1点;最大平均正风压系数为0.089,发生在风向角为150°时来流侧屋面顶部的A1-10点;在翘曲方向,较大平均负风压系数分别为-0.949、-0.949、-1.028和-1.029,发生在风向角分别为45°、135°、225°和315°时屋面顶部的A3-11点;最大平均正风压系数为0.298,发生在风向角为180°时来流侧屋面檐口的A14-9点.(b) 翘曲方向图6 屋脊线风压系数随风向角变化曲线Fig.6 Wind pressure coefficient of ridge line varying according to wind direction根据体型系数的定义,风洞试验所得到的大跨翘曲屋盖各分区体型系数在-1.3～0.6之间,这一结果比《建筑结构荷载规范》(GB50009—2012)对拱形屋面规定的-0.8～-0.5要大很多,说明翘曲屋盖所受风力作用比拱形屋面更复杂,主要原因可能是屋面檐口区域脱落的旋涡使得该区域产生了较大的吸力,并提高了该处的分离强度,导致负压绝对值增大,为安全起见,大跨翘曲屋盖屋面部分的风荷载体型系数建议取不大于-1.3[8-9].1.5.2 门窗开启对风压分布的影响为了解门窗开启状态对屋盖风压分布特性的影响,分别选取屋盖檐口中部测点A1-1、檐口角部测点A25-3以及屋盖顶部中央测点A1-7进行分析,在不同风向角下风压系数的对比结果如图7所示.由图7可知,门窗的开启对试验厅屋盖外风压系数影响较小,仅对开启位置附近的测点风压系数有一定影响,除一侧门窗开启时,270°方向角上风压系数变化较大之外,整个屋盖上表面风压系数变化并不大.不同风向角下内压随门窗开启状态的变化情况如图8所示.图7 门窗开启状态对风压特性的影响Fig.7 Influence of open status of windows and doors on wind pressure characteristics图8 不同风向角下内压随门窗开启状态的变化情况Fig.8 Internal pressurevarying according to open status of doors and windows and wind direction 由图8可知:门窗的开启对试验厅的内压有一定影响,不开门窗时,内压接近于0;开一边门或一边窗,当正吹时,出现较小正压,最大为0.087 MPa,屋盖受到向上的升力,应予以注意;两边同时开启时,内压为负值,屋盖受到向下的吸力,偏于安全[17].2 数值模拟2.1 控制方程在建筑结构领域中所涉及到的低速流动空气是具有剪切应力的牛顿流体,近地面风的马赫数一般比较小,可看作不可压缩流体,其基本控制方程为时均形式的连续方程和动量方程[7,13]如式(1)、(2).=0,(1)(2)式中:ρ为空气密度;μi、μj为时均速度;为时均脉动速度;xi、xj为时均位移;p为时均压强;μ为湍动黏度.式(2)中,由于引入了考虑脉动影响Reynolds应力项方程组是不封闭的.因此,只有在引入湍流模型使方程封闭后方可进行计算求解.2.2 计算域、网格及边界条件根据该建筑物的实际尺寸:150 m(长)×140 m(宽)×33.69 m(高),结合计算条件,将计算域取为1 600 m×1600 m×800 m,阻塞比足以满足模拟建筑物所处大气环境的要求.由于该建筑物外形复杂,采用Solidwork软件构建其实体模型,使用流体力学网格划分软件Ansys Icem CFD进行部分非结构四面体网格划分,然后输入到流体力学分析软件CFX中进行求解.为了准确模拟屋面风压分布,在网格划分时,建筑物表面及其附近采用加密网格,往外网格尺寸逐渐增大,共划分体网格2 884 882个,计算域网格划分情况如图9所示. 图9 计算域网格划分Fig.9 Mesh grid of computational domain入口边界条件:采用速度入口模拟A类大气边界层风剖面,数值模拟采用的平均风速剖面与风洞试验平均风速剖面接近.平均风速V1=V10(z/10)α,其中:离地面10 m 高度处的平均风速V10=25 m/s;粗糙度指数α=0.12;z为距离地面的高度.来流湍流特性通过直接给定的湍流动能k和湍流耗散率ε得出[18-19].k=0.5(VzIz)2,(3)ε=0.093/4k3/2/l,(4)式中:Iz为湍流强度,参考日本规范[8],Iz=0.1×(z/300)-α-0.05;l为湍流积分尺度,l=100(z/30)0.5.出口边界条件:采用完全发展出流边界条件,即流场任意物理量沿出口法向梯度为0.在计算域顶部和两侧采用对称边界条件来等价黏性流动中的无滑移壁面.在建筑物表面和地面采用无滑移的壁面条件.2.3 计算参数风工程的数值模拟中涉及到湍流模式的假定,较为广泛的湍流模型是二方程模型,诸如标准k-ε模型、RNG k-ε模型、Wilcox k-ω模型、SST k-ω模型等[10].RNG k-ε模型由于引入了主流时均应变率,可以反映涡流的非各向同性性质[20-21],较其他模型有更好的计算精度,特别是在钝体绕流的模拟中,可实现比标准k-ε模型更高的精度[22],因此本文采用RNG k-ε模型.针对该模型在雷诺数Re 较低时适用性降低的情况,在计算时与非平衡壁面函数结合使用[1].为保证计算的稳定性,并获得较高的计算精度,对流项的离散选用了具有三阶精度的二次迎风插值格式,速度压力耦合采用SIMPLEC算法,迭代计算的收敛标准设为无量纲均方根残差降至10-5以下,且表面风压基本保持不变时,即认为流场进入稳态[9].2.4 计算结果分析图10为门窗全部关闭(WC-Ⅰ)时,风洞试验和数值模拟计算得到的屋面风压系数等值线情况.从图10中可以看出:0°风向角下,屋盖最大风压系数发生在第1屋盖翘曲两侧边缘处,计算风压系数为-1.27,与风洞试验最大负风压系数测点A2-4位置较为接近,试验最大负风压系数为-1.06;90°风向角下,屋盖最大风压系数发生在来流方向第2屋盖翘曲边缘处,计算风压系数为-1.24,与风洞试验最大负风压系数测点A3-17的位置较为接近,试验最大负风压系数为-1.54;0°和90°风向角下,迎风面均为压力,而背风面、两侧和屋盖大部分为吸力,90°风向角下风压分布的数值模拟结果稍大于风洞试验结果,而0°风向角下风压分布的数值模拟结果与风洞试验结果吻合较好.(b) 90°风向角图10 风压系数等值线(单位:MPa)Fig.10 Wind pressure coefficient contour (unit:MPa)图11为0°和90°风向时,10 m高度处水平风速矢量图.(b) 90°风向角图11 不同风向时10 m高度处水平风速矢量图Fig.11 Vectorgraph of horizontal wind speed at 10 m height for different wind directions从图11中可以看出:0°和90°风向来流在迎风屋面处均未发生流动分离,也没有强的旋涡;在0°风向时,风流绕过建筑后,在侧面伴随着分离和漩涡产生,在背风面形成了两个较大且对称的尾涡;90°风向时,侧面和背风面分离和漩涡均不如0°风向明显. 图12为0°风向时,翘曲向屋脊线竖剖面风速矢量图,从图12中可以看出:风流在翘曲的边缘有较大的分离,且翘曲表面有较强的漩涡产生,说明这种翘曲屋盖所受风力比普通大跨度屋盖复杂得多[2].图13为0°风向角下,凹曲和翘曲方向屋脊线的风压系数.图12 0°风向时翘曲向屋脊线竖剖面风速矢量图Fig.12 Wind speed vectorgraph of vertical cut plane of warpage roof ridge for 0° wind图13 0°风向角屋脊线上风压系数Fig.13 Wind pressure coefficient of roof ridge for 0° wind从图13中可以看出,由于风洞试验采用的是缩尺模型,而数值方法采用的是全尺模拟,数值模拟网格划分质量、计算参数的设定以及试验模型缩尺等原因,数值模拟值与试验值之间存在一定的差别[8],但差别不大,且变化趋势一致,表明采用RNG k-ε模型模拟计算大跨度翘曲屋盖平均风压分布具有较好的计算精度.综上所述,风荷载作用下,由于风流在屋盖翘曲的边缘有较大的分离,且在翘曲表面有较强的漩涡产生,其受风力比普通大跨度屋盖复杂得多,对风荷载作用也更为敏感.风荷载是结构设计的主要控制荷载,无论是主体结构风荷载计算,还是附属构件的设计,务必予以足够的重视.同时,由于翘曲边缘的流动分离作用,大跨翘曲屋盖结构中,风荷载最不利的位置在翘曲边缘和屋面顶部区域,局部风压系数较大,无论是结构整体设计还是局部构件设计,翘曲边缘和屋面顶部区域应予以重点注意.3 结论通过对大跨翘曲屋盖结构风荷载试验数据进行分析,以及采用RNG k-ε模型进行CFD数值模拟,并将数值模拟结果与风洞试验结果进行对比分析,主要结论如下: (1) 门窗的开启对大跨翘曲屋盖外风压系数影响较小,对内压有一定影响,开一边门窗时,屋盖会受到向上的升力,两边同时开启时,内压对屋盖有向下的吸力作用.(2)采用RNG k-ε模型模拟计算大跨度翘曲屋盖平均风压分布具有较好的计算精度,来流方向为翘曲向(0°风向)时,风流绕过建筑后,在来流方向建筑两侧会伴随着分离和漩涡产生,且在背风面会形成大的对称尾涡,而来流方向为凹曲向(90°风向)时,侧面和背风面分离和漩涡不明显.(3) 风流在翘曲的边缘有较大的分离,在翘曲表面有较强的漩涡产生,其受风力比普通大跨度屋盖复杂,对风荷载作用也更敏感.(4) 大跨翘曲屋盖在各方向角下,屋面风压分布以吸力为主,风荷载最不利位置在翘曲边缘和屋面顶部区域,无论是结构整体设计还是局部构件设计,翘曲边缘和屋面顶部区域都应予以重点注意.参考文献:[1] 楼文娟,孙斌,卢旦,等.复杂型体悬挑屋盖风荷载风洞试验与数值模拟[J].建筑结构学报,2007,28(1):107-112.LOU Wenjuan,SUN Bin,LU Dan,et al.Wind tunnel tests and numerical simulation of wind loads on complex cantilevered roofs[J].Journal of Building Structures,2007,28(1):107-112.[2] 林拥军,宋长江,罗楠,等.大跨度单层网壳结构风洞试验研究[J].工业建筑,2013,43(7):130-134.LIN Yongjun,SONG Changjiang,LUO Nan,et al.Study on wind tunnel tests of large-span single-layer reticulated shell structure[J].Industrial Construction,2013,43(7):130-134.[3] 马文勇,刘庆宽,尉耀元.具有凹面外形的大跨屋盖结构风荷载分布及风洞试验研究[J].振动与冲击,2013,31(22):34-38.MA Wenyong,LIU Qingkuan,WEI Yaoyuan.Wind load distribution and wind tunnel tests for a curved concave long-span roof[J].Journal of Vibrationand Shock,2013,31(22):34-38.[4] 罗楠,廖海黎,李明水.大跨屋盖结构共振响应的简化CQC 法[J].西南交通大学学报,2012,47(6):915-921.LUO Nan,LIAO Haili,LI Mingshui.Simplified CQC method for resonant response of long-Span roof structure[J].Journal of Southwest Jiaotong University,2012,47(6):915-921.[5] 黄鹏,蔡玢,全涌,等.基于实测的低矮房屋屋面风压极值计算方法[J].西南交通大学学报,2014,49(2):247-253.HUANG Peng,CAI Bin,QUAN Yong,et al.Peak pressure estimation method of wind loads on low-rise building based on field measurement[J].Journal of Southwest Jiaotong University,2014,49(2):247-253.[6] UEMATSU Y,WATANABE K,SASAKI A,et al.Wind induced dynamic response and result ant load estimation of a circular flat roof[J].Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics,1999,83:251-261.[7] 傅继阳,赵若红,徐安,等.大跨屋盖结构风效应的风洞试验与原型实测研究[J].湖南大学学报:自然科学版,2010,37(9):12-18.FU Jiyang,ZHAO Ruohong,XU An,et al.Wind tunnel and full scale study of wind effects on a large roof structure[J].Journal of HunanUniversity:Natural Sciences,2010,37(9):12-18.[8] 王振华,袁行飞,董石麟.大跨度椭球屋盖结构风压分布的风洞试验和数值模拟[J].浙江大学学报:工学版 ,2007,41(9):1462-1466.WANG Zhenhua,YUAN Xingfei,DONG Shilin.Wind tunnel experiment and numerical simulation of wind pressure distribution of long span ellipsoidal shell structure[J].Journal of Zhejiang University:EngineeringScience,2007,41(9):1462-1466.[9] 顾明,赵雅丽,黄强,等.低层房屋屋面平均风压的风洞试验和数值模拟[J].空气动力学学报,2010,28(1):82-87.GU Ming,ZHAO Yali,HUANG Qiang,et al.Wind tunnel tests and numerical simulation of mean wind pressures on roof of low-rise buildings[J].Acta Aerodynamica Sinica,2010,28(1):82-87.[10] MURAKAMI S.Current status and future trends in computational wind engineering[J].Wind Eng.Indus.Aerodyn,1997,67/68:3-34[11] GLORIA M,MORET R A,PEDRO M.Experimental and numerical study of wind pressures on irregular plan shapes[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,2005,93:741-756.[12] KIM S E,FERIT B.Application of CFD to environment flows[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,1999,81:145-158. [13] GOSMAN A.Developents in CFD for industrial and environmental applications in wind engineering[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,1999(81):21-39[14] 日本建筑学会.建筑风荷载流体计算指南[M].北京:中国建筑工业出版社,2010:19-33[15] 黄本才,汪丛军.结构抗风分析原理及应用[M].上海:同济大学出版社,2008:125-159.[16] 王福军.计算流体动力学分析——CFD 软件原理与应用[M ].北京:清华大学出版社,2004:18-23.[17] 林拥军,罗楠,丁巍,等.某试验厅风洞试验研究报告[R].成都:西南交通大学风工程试验研究中心,2013.[18] 马骏,周岱,李华锋等.大跨度空间结构抗风分析的数值风洞方法[J].工程力学,2007,24(7):77-85.MA Jun,ZHOU Dai,LI Huafeng,et al.Numerical wind tunnel technique for the wind resistance analysis of long span spatial structures[J].Engineering Mechanics,2007,24(7):77-85.[19] 林郁,卓新.开敞式叉筒网壳风场数值模拟与受力分析[J].浙江大学学报:工学版,2004,38(9):1170-1174.LIN Yu,ZHUO Xin.Numerical simulation and mechanics analysis of wind loading on open latticed groined barrel vault[J].Journal of Zhejiang University:Engineering Science,2004,38(9):1170-1174.[20] YAKHOT V,ORSZAG S A,THANGAM S.Development of turbulence models for shear flows by a double expansion technique[J].Physics of Fluids A,1991,4(7):1510-1520.[21] SPECIAL C G,THANGAM S.Analysis of an RNG based turbulence model for separated flows[J].International Journal of Engineering Science,1992,10:1379-1388.[22] KASPERSKI M,NIEMANN H J.The LRC (load response correlation) method:a general method of estimating unfavorable wind load distributions for linear and nonlinear structural behavior[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,1992,43(3):1753-1763.。

大跨索穹顶屋盖结构风洞试验及敏感风速研究聂竹林;吴福成;陈伟;毛吉化;汪大洋;郭荣幸;罗创涟【期刊名称】《建筑结构》【年(卷),期】2024(54)2【摘要】大跨索穹顶屋盖结构频率密集,其风振动力响应复杂,不同风速下脉动风响应对大跨索屋盖结构的风敏感性影响一直是当前风工程研究的热议难题。

针对大跨索穹顶屋盖结构,设计制作了缩尺比为1∶250的试验模型,在B类地貌下开展了36组风洞测压试验,研究了全风向角下大跨索穹顶屋盖结构的风压峰值分布规律和典型不利风向角,最后基于风洞试验数据,探究了索穹顶屋盖在不同风速等级下的风振敏感性。

结果表明:索穹顶屋盖主要以承载负风压为主;屋面以承载Z向负风振位移响应为主,呈现中心区域向周边下降的变化规律;屋面Z向风振位移响应随风速增大而递增,平均风响应随风速增大呈线性递增;部分风速等级下索穹顶屋盖的脉动风位移响应和总极值位移响应敏感,且风振系数较大;结构屋面响应最大点处风压系数时程傅里叶变换幅值在结构前10阶部分频段为峰值,表明索穹顶屋盖结构存在敏感风速范围,其脉动风响应显著,且与结构模态自振特性密切相关,抗风设计时应找出敏感风速范围,并对响应显著区域加强抗风设计。

【总页数】10页(P77-85)【作者】聂竹林;吴福成;陈伟;毛吉化;汪大洋;郭荣幸;罗创涟【作者单位】广州广检建设工程检测中心有限公司;广州大学土木工程学院【正文语种】中文【中图分类】TU335【相关文献】1.斜交梁结构体系在大跨屋盖中的应用实践--某油田职工活动中心大跨屋盖结构设计2.具有凹面外形的大跨屋盖结构风荷载分布及风洞试验研究3.大跨屋盖结构风效应的风洞试验与原型实测研究4.大跨屋盖结构刚性模型风洞试验研究5.大跨屋盖结构风洞试验的风压极值研究因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。