低矮房屋標準模型的風洞試驗研究*

謝壯寧 劉帥 石碧青

(1.華南理工大學亞熱帶建筑科學國家重點實驗室，廣東廣州510640;

2.東莞電力設計院，廣東東莞523009;3.汕頭大學土木系，廣東汕頭515063)

歷次風災調(diào)查結果顯示，極端風環(huán)境下被破壞的主要對象是低矮房屋［1］.風工程界在最近30年里進行了大量低矮建筑風荷載特性的研究，其中包括幾個建筑原型在真實風環(huán)境下的場地風壓測量試驗.最典型和影響最大的是美國德克薩斯理工大學(TTU)的足尺標準模型［2］，它是TTU風工程研究現(xiàn)場實驗室(WERFL)在空曠場地上建造的一個永久性金屬建筑模型，可根據(jù)實際需要進行360°轉(zhuǎn)動，模型表面布置有若干風壓測點，旁邊設置有氣象觀測塔用于測定風速和風向［3-4］，該模型事實上已經(jīng)成為目前國際公認的、較為權威的一種評估建筑風洞模擬技術的標準模型，簡稱TTU標模.針對低矮房屋的很多基礎性風工程研究文獻均是以TTU標模作為研究對象，如文獻［5］中采用風洞試驗方法研究了不同開口方式下TTU的內(nèi)外壓力變化及其頻域相干特性.

以往研究表明［6-9］，足尺/縮尺模型試驗的對比結果中，平均風壓系數(shù)基本上是令人滿意的，但在極值吸力起主導作用的區(qū)域上，足尺/縮尺模型上的脈動風壓系數(shù)卻存在較大的差異，這些極值常常很明顯地出現(xiàn)在斜風下有流體分離、再附出現(xiàn)的靠近屋角的屋面區(qū)域、屋面迎風邊緣區(qū)域和屋脊等處.目前，仍然沒有完全建立預測建筑結構表面這些關鍵區(qū)域極值吸力的精確風洞模擬技術.

文中針對3種不同縮尺比的TTU試驗模型，研究了同一流場內(nèi)模型尺寸變化對風洞試驗結果的影響;同時將1∶30模型在3種流場中的試驗結果分別與實測數(shù)據(jù)以及其它風洞試驗數(shù)據(jù)進行對比，來驗證所用風洞對低矮建筑模型試驗結果的可靠程度.通過對比確定可用于低矮房屋風洞試驗的風場，從而為后續(xù)低矮房屋風洞試驗研究提供基礎技術保障.

1 TTU標模的風洞試驗

1.1 風洞試驗設備及流場模擬

風洞試驗在汕頭大學大氣邊界層風洞(STDX-1)中進行，該風洞是一座全鋼結構的閉口回流式矩形截面風洞，主試驗段寬3m、高2m、長20m，風速連續(xù)可調(diào)，最大風速可達45 m/s.測壓采用美國Scanivalve公司的DSM3200系統(tǒng)，試驗采樣頻率為312.5Hz，樣本長度為20480.試驗中采用被動模擬方式在該風洞中調(diào)試了3種流場:(1)流場Ⅰ，采用3個曲線形尖塔+粗糙元方法，布置如圖1所示;(2)流場Ⅱ，采用格柵+粗糙元方法，其中格柵形式及尺寸見圖2，所安放位置距試驗模型中心8.0 m，隔柵正下方的每個方格空隙內(nèi)放置粗糙元一個，其后再放置5排粗糙元(靠試驗模型一側(cè))，橫縱向間距均為50cm，前后排之間錯開布置;(3)流場Ⅲ，采用尖塔+粗糙元+擋板方法，如圖3所示.

圖1 流場Ⅰ的尖塔立面圖和模擬元件布置示意圖(單位:mm)Fig.1 Sketch of spire elevation and configuration of simulating element of flow fieldⅠ(Unit:mm)

圖2 流場Ⅱ隔柵示意圖(單位:mm)Fig.2 Sketch of the fence of flow fieldⅡ(Unit:mm)

以上3種流場采用的粗糙元尺寸均為8.0cm× 6.5cm×5.0 cm，其迎風面為8.0 cm×5.0 cm.文獻［10］中給出了這3種地貌模擬的詳細介紹，表1中列出了這3種流場的地貌特征及風場參數(shù)，同時列出了TTU實測及其它研究機構進行TTU標模試驗的相應參數(shù).由表1可見:流場Ⅱ、Ⅲ的湍流度顯著高于流場Ⅰ且較接近于實測情況，但包括本試驗在內(nèi)的所有積分尺度的模擬結果均明顯比實測的小(且文中流場Ⅱ的積分尺度最小)，積分尺度和實測結果的差異是影響風洞試驗和實測結果差別的因素之一.此外在風場模擬試驗中發(fā)現(xiàn)［10］:平均風速剖面對格柵的橫向豎向間距、位置特別敏感;流場Ⅲ的脈動風速譜、湍流度和積分尺度在總體上均優(yōu)于其它兩種流場，由此可初步判定流場Ⅲ是較為理想的選擇.

圖3 流場Ⅲ的尖塔立面圖和模擬元件布置示意圖(單位:mm)Fig.3 Sketch of spire elevation and configuration of simulating element of of flow fieldⅢ(Unit:mm)

表1 由不同研究單位和大學模擬得到的風場參數(shù)比較1)Table 1 Comparison of simulated wind field parameters by different research institutes and universities

1.2 TTU試驗模型及試驗數(shù)據(jù)處理

試驗中分別按幾何縮尺比1∶15、1∶30、1∶45制作了3個TTU模型，依據(jù)TTU實地模型的測點位置［3］，從中選取了40個測點布置在每個風洞試驗模型表面，測點位置及編號(為便于數(shù)據(jù)分析比較，對所選取的40個測點在原有測點編號基礎上，又按1～40的順序重新定義了編號，并標注在原測點編號之后的括號內(nèi))見圖4，實地模型尺寸及風向角定義方式見圖5.所有測點除1∶45模型表面的測點14、17及20(即對應原型的43807、44207及44407號測點)位置與要求不符外，其它測點位置均準確無誤且測壓軟管管路通暢.

圖4 TTU模型測點位置Fig.4 Tap locations of TTU model

圖5 TTU建筑實際尺寸、風向角及典型測點位置Fig.5 Dimensions of the full-scale TTU model，azimuth and typical tap locations

試驗得到的平均風壓系數(shù)和脈動風壓系數(shù)均以各縮尺模型頂部高度處(即原型4m高度)的風壓作為無量綱化的參考風壓.平均風壓系數(shù)、峰值風壓系數(shù)和均方根風壓系數(shù)可表示如下:

式中，ˉp為采樣周期T內(nèi)得到的平均風壓，p0為參考靜壓，ρ為空氣質(zhì)量密度，vH為模型屋面高度H處的平均風速，^p為仿照實測直接從測量得到的風壓時程序列挑選極值得到的峰值負壓，?p為脈動風壓均方根值.

2 試驗結果與分析

2.1 模型縮尺比的影響

首先在流場Ⅰ中分別進行了1∶15、1∶30、1∶45 3種縮尺模型的試驗，它們對應的最大堵塞度分別為4.9%、1.2%和0.6%.通過同種流場下不同縮尺比模型間風壓系數(shù)的對比，分析模型縮尺比對風洞試驗結果的影響.

圖6、圖7分別給出了來流垂直(風向角為90°和180°)吹向模型墻面和傾斜(風向角220°和230°)吹向墻面時，以1∶30模型結果為基準，與其它兩個模型的平均、脈動風壓均方根系數(shù)的對比結果.

圖6 不同縮尺比模型平均風壓系數(shù)比較(流場Ⅰ)Fig.6 Comparison of mean wind pressure coefficients of different scale models in flow fieldⅠ

圖7 不同縮尺比模型均方根風壓系數(shù)比較(流場Ⅰ)Fig.7 Comparison of RMS wind pressure coefficients of different scale models in flow fieldⅠ

由圖6、7可見，所有數(shù)據(jù)基本上落在斜率為1的直線附近，這意味著由不同縮尺比模型得到的數(shù)據(jù)總體上是一致的.但進一步觀察不難發(fā)現(xiàn):1∶30與1∶45模型間試驗數(shù)據(jù)的吻合程度明顯高于1∶30與1∶15模型，脈動風壓系數(shù)的一致性也高于相應的平均風壓系數(shù).進一步對以10°為間隔的36個風向角下所有測點數(shù)據(jù)進行回歸分析，結果顯示: 1∶30與1∶15模型間平均風壓系數(shù)平均率的回歸線斜率在0.93～1.07之間，而1∶30與1∶45模型間該斜率在0.96～1.04內(nèi);對于脈動風壓系數(shù)，1∶30與1∶15、1∶45模型間風壓系數(shù)平均率的回歸線斜率分別位于0.95～1.05和0.99～1.01之間.這顯示1∶30模型和1∶45模型的試驗結果更接近，且模型大小對平均風壓的影響要比對脈動風壓顯著.

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是多方面的，如模型的風洞堵塞度、雷諾數(shù)、模型對應于同一原型高度上的湍流度、湍流積分尺度的變化等，但就風壓較高區(qū)域上平均風壓相差相對較大(尤其是負壓)而脈動風壓相對接近這一現(xiàn)象，可以認為模型風洞堵塞度是造成平均風壓差異的主要因素，這可由試驗時畢托管測得的靜壓，即式(1)中的參考靜壓p0隨風向角的變化進一步說明，結果見圖8.

圖8 畢托管靜壓隨風向角的變化(流場Ⅰ)Fig.8 Static pressure of the Pitot tube versus azimuth in flow fieldⅠ

由圖8可見:風洞試驗中由畢托管測得的靜壓也是隨風向角的變化而變化的，小波動情況一般是源于試驗的隨機誤差，但圖中顯示縮尺比為1∶15的模型的靜壓隨風向角的波動幅度明顯大于其它兩種縮尺比情況，且其最小靜壓值通常出現(xiàn)在模型迎風面積較小時(0°和180°)，最大靜壓則出現(xiàn)在模型迎風面積較大時.迎風面積較大意味著模型的堵塞度較大，而堵塞度較大會影響風壓系數(shù)測量的準確性，圖6(a)所示的偏離程度最大的230°風向角和圖8所示的最大堵塞度所在的風向角相吻合.這些特征明顯和模型對流場的堵塞影響直接相關.

應該指出的是，1∶15縮尺比模型所對應的堵塞度為4.9%，這在風工程中仍然是可以接受的，但為了減小模型縮尺比變化對風洞試驗結果的影響，后續(xù)低矮建筑的風洞試驗宜采用堵塞度相對較小的模型進行.

2.2 3種流場試驗結果的對比

2.2.1 模型中心橫斷面測點的風壓分布

將縮尺比為1∶30的模型在3種不同流場中進行試驗，以鑒別不同流場模擬方式的效果，尋求更為合理的流場模擬方法，從而為后續(xù)低矮建筑的風洞試驗提供更符合實際的流場.

圖9－11分別繪出了60°和90°風向角下，模型屋面和墻體橫向中軸線(ABCD，參見圖5)上11個測點在不同流場中風壓系數(shù)的對比.圖中流場Ⅱ和流場Ⅲ給出的是風壓系數(shù)的變化范圍(多次重復性采樣的結果)，均用彩色粗實線表示，為加以區(qū)分，特將流場Ⅱ?qū)臏y點風壓系數(shù)變化范圍繪制在稍稍偏離測點的位置上.圖中還給出了西安大略大學1∶100模型上5個測點的風壓系數(shù)值［12］及同濟大學TJ-2風洞1∶50模型的試驗結果［11］.

對于平均風壓系數(shù)，圖9所顯示的流場Ⅰ的結果基本都落在了實測結果的范圍之內(nèi)，且負壓時其結果總是略高于其它兩種流場;屋面上，流場Ⅱ、Ⅲ的平均風壓系數(shù)值相差不大，與實測結果和其它風洞的試驗結果較為接近;墻面上，流場Ⅱ的試驗結果基本落在了實測范圍之內(nèi)，而流場Ⅲ的結果明顯高于(正壓時)或低于(負壓時)實測結果，其與流場Ⅰ試驗結果的差別都在20%以上;流場Ⅲ中試驗值的變化范圍大于流場Ⅱ的結果.

圖10的脈動風壓系數(shù)分布顯示:隨著流場湍流度的升高，脈動風壓系數(shù)也在不斷增大，湍流度相對較大的流場其脈動風壓系數(shù)也較大;90°風向角下，流場Ⅲ中的試驗結果全部落在實測值范圍之內(nèi)，但在60°風向角下，盡管較流場Ⅰ、Ⅱ其結果更接近實測值，但還是存在較明顯的差異;單就脈動風壓而言，流場Ⅱ、Ⅲ的結果更接近于實測結果.

峰值風壓系數(shù)(見圖11)是直接從試驗樣本中挑選的極值，其隨機性較強，變化范圍也較大，隨著流場湍流度的升高，峰值風壓系數(shù)的變化范圍也會相應增大(尤其是在屋面上);60°和90°風向角下，流場Ⅱ、Ⅲ的結果與實測值保持了較高的吻合度，特別是流場Ⅲ中獲得的試驗結果更為令人滿意.

圖9 典型風向角下平均風壓系數(shù)的分布Fig.9 Distribution of mean wind pressure coefficients at typical azimuths

圖10 典型風向角下均方根風壓系數(shù)的分布Fig.10 Distribution of RMS wind pressure coefficients at typical azimuths

從上述結果可以看出:流場Ⅰ的湍流度盡管不高，但在平均風壓和實測值方面還是較為吻合的;流場Ⅱ和流場Ⅲ中平均、脈動和峰值風壓的模擬結果與實測值的吻合程度依次升高，特別是峰值結果，其變化范圍基本都在實測范圍以內(nèi)，脈動風壓與其它研究機構的結果較為接近，但與實測值還存在一定差距;模型屋面高度上的湍流度由流場Ⅰ的13%升高到流場Ⅱ、Ⅲ的20%左右，湍流度升高后相應的脈動風壓值會增大，且與實測結果的差距有所減小，但從采用了與實測風場一致的湍流度指標來看，湍流度并不是決定風壓脈動值高低的唯一因素.

圖11 典型風向角峰值下風壓系數(shù)的分布Fig.11 Distribution of peak wind pressure coefficients at typical azimuths

2.2.2 屋面典型測點的風壓分布

以下進一步對比在流場Ⅱ、Ⅲ兩個風場下屋面典型測點的風壓系數(shù)隨風向角的變化情況，限于篇幅僅分析平均和峰值負壓系數(shù)的變化情況.

(1)模型屋角測點50101

低矮房屋的屋角是氣流變化最為劇烈的位置，在正對屋角的斜風作用下，受錐形渦的影響其風壓值往往是屋面所有區(qū)域上最高的，實際建筑屋面的破壞通常都源于此，因此，屋角測點風壓的準確模擬是評價風洞試驗模擬效果的重點.圖12給出了屋面角區(qū)50101測點的風壓系數(shù)隨風向角的變化.

由圖12中可見，對于平均風壓系數(shù)，文中結果和原型實測數(shù)據(jù)以及TJ-2風洞的結果吻合較好;而對于關鍵的峰值負壓系數(shù)，文中結果要比TJ-2風洞的試驗結果更接近實測數(shù)據(jù)，但在風壓較高的180°～250°范圍內(nèi)與實測結果依舊存在差別，同時注意到流場Ⅲ的結果優(yōu)于流場Ⅱ的結果.

(2)模型屋面邊緣測點50209

測點50209位于模型長邊方向上，圖13顯示了與50101較為相似的風壓變化特征.平均風壓系數(shù)與實測結果基本一致;峰值負壓系數(shù)的峰值出現(xiàn)在來流正對屋角的225°風向角附近，此時風洞試驗結果與實測結果的差別依然存在，在整體上，文中結果要好于TJ-2，且流場Ⅲ的結果優(yōu)于流場Ⅱ的結果.

圖12 屋頂角區(qū)50101測點風壓系數(shù)Fig.12 Wind pressure coefficients of tap 50101 at the corner region

圖13 屋面邊沿附近50209測點風壓系數(shù)Fig.13 Wind pressure coefficients of tap 50209 near roof edge

(3)屋面內(nèi)部測點50909

50909測點位于屋面內(nèi)部，該點處位置已經(jīng)脫離流體劇烈變化的區(qū)域，風洞試驗基本可以反映其真實的風壓特性，平均風壓系數(shù)的試驗結果與實測本重疊，峰值負壓風壓系數(shù)也基本處在實測范圍之內(nèi)，但流場Ⅲ的結果優(yōu)于流場Ⅱ，如圖14所示.

圖14 屋面內(nèi)部區(qū)域50909測點風壓系數(shù)Fig.14 Wind pressure coefficients of tap 50909 in the interior region

3 結論

(1)試驗時對畢托管的靜壓變化的監(jiān)測顯示1∶15縮尺比模型的堵塞效應仍較為明顯，4.9%堵塞度的影響依然存在，并會影響到結果的準確性.風洞試驗中應合理地選擇模型縮尺比，建議采用較小尺度的模型進行試驗.

(2)和流場Ⅰ相比，流場Ⅱ、Ⅲ的流場湍流度和實測值更接近，因而其模型的試驗結果與實測值較為一致.對于位于高湍流區(qū)的低矮房屋，建議采用湍流度高的流場進行試驗.

(3)格柵方式的橫向、豎向間距和位置對風場參數(shù)較為敏感，且受限于其結構特征、模擬出的積分尺度也不太理想，綜合文中和其它文獻的研究結果和結論，建議采用流場Ⅲ作為低矮建筑的風洞試驗流場.

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