強臺風下帶挑檐雙坡低矮房屋風荷載特性大渦模擬方法適用性研究

閆渤文，馬晨燕，趙 樂,2，楊慶山,3

(1. 重慶大學土木工程學院，重慶 400044；2. 中機國際工程設計研究院有限責任公司，湖南，長沙 410000；3. 北京交通大學結構風工程與城市風環境北京市重點實驗室，北京 100044)

中國是世界上受臺風影響最嚴重的國家之一，尤其是我國東南沿海地區，臺風災害發生頻率和影響程度都遠大于其他自然災害。我國沿海地區每年平均約有7 個臺風登陸，其中不乏造成了巨大的經濟損失和大量人員傷亡的超強臺風，例如：“天鴿(201713)”、“山竹(201822)”以及“利奇馬(201909)”等。國家減災委辦等部門對2018 年全國自然災害情況進行了統計分析，核定2018 年臺風災害共造成直接經濟損失697.3 億元，倒塌房屋上萬間[1]。其中，由低矮房屋損毀造成的損失占風災損失的50%以上[2]。因此，開展臺風風場下低矮房屋風荷載特性的研究是十分必要和非常亟需的。

20 世紀末，國外學者對常規大氣邊界層風場作用下的低矮房屋風荷載特性開展了系統的現場實測研究。Eaton 和Mayne[3]搭建了屋面坡度為5°～45°的雙坡屋面低矮房屋—艾爾斯伯里實驗房(Aylesbury Building)；Richards 等[4]搭建了長度為6 m 的平屋面西爾斯正方形實驗房(Silsoes cube Building)；Levitan 和Mehta[5-6]搭建可旋轉的屋面坡度為2° 的低矮房屋得克薩斯理工大學實驗房(Texas tech university Building, TTU)。近年來，國內外學者逐步開展強臺風/颶風作用下的低矮房屋風荷載特征的研究。Masters 等[7-8]和Pita 等[9]基于佛羅里達州海岸監測計劃(The florida coastal monitoring program, FCMP)通過移動測風塔對颶風近地面10 m 高度處的平均風場和湍流特性進行研究，并選取了30 座典型低矮房屋作為研究對象，對颶風下低矮房屋的風壓實測研究。國內香港城市大學李秋勝等[10-13]在華南沿海區域搭建了移動平屋頂及雙坡屋面的低矮房屋，以探究臺風近地風場特性及臺風風場下低矮建筑屋面的風荷載分布規律。Masters 等[7-8]和李秋勝等[10-13]通過分析陣風因子、湍流度以及湍流積分尺度的變化規律，研究了近地臺風風場特性，并與季候風特性進行對比。結果表明：由于臺風自身熱浮力作用和風向的劇烈變化的影響，臺風順風向、橫風向及豎向脈動風速功率譜密度值大于季風的實測值，湍流強度大于季候風的湍流強度，從而導致屋面極值風壓系數大于季候風作用下屋面風壓系數[12]。

雖然現場實測是獲得低矮房屋真實風荷載特性的重要手段，但其需要高額的設備成本和長期的人力投入，且其受到周邊復雜實測環境影響，難以開展定量和系統的參數分析和機理研究。因此，在現場實測的基礎上，研究者開展了大量的風洞試驗：基于Aylesbury Building 的現場實測，Sill 等[14]開展了縮尺比為1∶100 風洞模型對比試驗；Cheung 等[15]在澳大利亞莫納什大學(Monash University)風洞試驗室展開了縮尺比為1∶10 TTU模型風洞試驗研究；Ham 等[16]在美國科羅拉多州立大學(Colorado state university)風洞試驗室開展了縮尺比為1∶50 TTU 模型風洞試驗研究；Surry 等[17]利用西安大略大學(University of western ontario)風洞試驗室開展了1∶100 縮尺比的TTU 模型風洞試驗研究。通過大量風洞試驗與實測結果的對比，驗證了風洞實驗的有效性，且基于此，可以開展大量的參數分析。國內學者聶少鋒等[18]考慮了屋面形式、屋面坡度、來流條件及挑檐長度對屋面風壓的分布，對低層雙坡屋面和四坡屋面開展了風洞試驗研究，加強對低矮房屋破壞機理的了解，為結構設計規范提供參考。近年來，結合現場實測，Wang 等[19-20]也開展了縮尺比為1∶50和1∶100 的低矮房屋模型在臺風風場下的風洞試驗研究。

隨著高性能計算資源的飛速發展和高保真數值仿真技術的不斷完善，計算流體力學方法(Computational fluid dynamics, CFD)被越來越多地用于研究低矮房屋風荷載特性。目前，根據所采用的湍流模型不同，CFD 數值模擬主要有雷諾平均方法(Reynolds-averaged navier-stokes，RANS)、分離渦模擬(Detached eddy simulation，DES)及大渦模擬方法(LES)。周緒紅等[21]和王相軍等[22]采用RANS模型研究了低矮房屋表面平均風壓分布及變化規律，數值模擬結果與現場實測及風洞試驗的結果吻合較好，驗證了RANS 模型在模擬低矮房屋屋面平均風壓特性的準確性。然而，RANS 模型主要描述時間平均意義上的渦旋運動，在平均風荷載模擬方面效果較好，但對脈動風荷載模擬效果差。而LES 在時間尺度上對湍流的非定常運動進行直接求解，對大于特征網格尺度的渦旋運動直接求解，而小于特征網格尺度的渦旋運動則采用亞格子模型(Sub-grid scale model，SGS)進行模擬，因而克服了RANS 模型無法直接描述非定常流動特性的主要缺陷，不僅可以給出較好的平均風荷載信息，同時也可以給出脈動荷載信息。Nozawa 等[23]運用LES 研究了湍流強度、地面粗糙度等參數對低矮建筑表面風壓特性的影響。周晅毅等[24]基于低矮房屋TTU 的風洞試驗結果，驗證了LES 方法能夠模擬大氣邊界層風場下低矮房屋平均及脈動風壓的分布特性。

目前低矮房屋的數值模擬主要考慮大氣邊界層風場下無挑檐平屋蓋低矮建筑的平均風壓、脈動風壓和點風壓譜等的對比驗證，尚缺乏對風荷載特性的高階統計量(偏度、峰度和風壓極值等)的驗證，且對臺風風場下低矮房屋風荷載特性的數值模擬研究也屬于空白。因此，本文基于臺風“莎莉嘉”和“彩虹”期間帶挑檐低矮雙坡房屋的現場實測情況及風洞試驗情況，采用大渦模擬方法對帶挑檐低矮雙坡房屋氣動荷載特性進行了對比驗證，開展了數值模擬與風洞試驗結果的定量分析，結合流動顯示技術提供的低矮房屋周邊瞬態擾流特性，對低矮房屋屋面風荷載分布規律開展了機理研究。

1 研究方法

本文依據帶挑檐雙坡低矮實測房[12,19]在臺風“莎莉嘉”和“彩虹”登陸期間的現場實測結果和風洞試驗研究，開展了LES 數值模擬。本節主要介紹了低矮房屋風荷載特性研究采用的現場實測設備、風洞試驗方法及數值模擬。

1.1 現場實測和風洞試驗

本文采用的現場實測來源于Wang 等[12]在我國海南省文昌縣翁田鎮沿海海岸建立的實測房，其建筑結構為帶挑檐雙坡屋面尺寸為24.5 m(長)×9.5 m(寬)×4.4 m(高)，屋面坡度為9.5°，在房屋單側伸出長度為1.3 m 的挑檐，且挑檐外側距離地面高度為3.5 m，如圖1 所示。現場實測中屋面測壓點布置見圖2，將測點布置在主導風向一側。在實測房附近設立一測風塔，在測風塔高度為4 m、7 m、10 m 處分別安裝了一臺超聲風速計用來測量不同高度處的風速及風向。此外，在該測風塔的7 m和10 m 高度處分別安裝了YOUNG 式機械式風速儀，用于對超聲風速儀結果進行校核和標定。現場實測的風速采樣頻率為20 Hz。采用可拆卸的壓力測量系統進行風壓測量，采樣頻率同樣為20 Hz。

圖1 實測房立面尺寸圖 /mmFig. 1 Cross-section of the instrumented low-rise building

圖2 試驗模型測點布置圖Fig. 2 Arrangement of the pressure taps on the low-rise building roof

式中：U為實測平均風速；u*為切向速度；κ為von Karman 常數；u′、v′、w′分別為順風向、橫風向及豎向脈動風速分量； σw為豎向風速的標準差；下標 avg 為平均值；下標 ind為相應的單個樣本值。根據離地面10 m 高度處超聲風速儀記錄的數據，按照式(1)獲得的表面粗糙度z0如表1 所示。在不同的風向角下，地面粗糙度在0.02 m～0.7 m變化。更詳細的實測房屋信息可參考文獻[12]。

表1 現場實測和風洞試驗的風場特性Table 1 Wind field characteristics of full-scale measurement and wind tunnel test

帶挑檐雙坡屋面低矮房屋剛性模型的風洞試驗在湖南大學風洞試驗室中進行[19]，模型的幾何縮尺比為1∶50，模型的尺寸為490 mm(長)×190 mm(寬)×88 mm(高)，挑檐外伸長度為26 mm，厚度為5 mm，阻塞率小于1%，滿足風洞試驗要求。根據低矮實測房[12,18]在臺風“莎莉嘉”和“彩虹”登陸期間的現場實測風場結果，考慮不同風向角地貌不同，在風洞試驗中通過改變尖劈和粗糙元等模擬了三種來流條件，地貌粗糙度分別為0.03 m、0.087 m、0.03 m。平均風速和湍流度剖面根據《建筑結構荷載規范》(GB 50009-2012)[25]如下式所示：

式中：U10和I10分別為離地面10 m 高度處的平均風速和湍流強度；U(z)和I(z) 分別為z高度處的平均風速和湍流強度； α為指數律大小。三種來流條件下的 α值分別為0.15、0.19、0.22，參考高度處(風洞試驗中距底面0.2 m 即實測中離地10 m 高度)的平均風速及三個風向的湍流強度見表1，風速采樣頻率為500 Hz。基于低矮房屋的特征長度及參考高度處平均風速得到風洞試驗雷諾數為Re=2.59×105。剛性模型表面共布置了399 個測點，挑檐處上下表面共布置了104 個測點，并在模型角部區域進行加密，如圖2 所示。模型表面風壓使用PSI 高頻同步壓力掃描閥系統(Synchronous multi-pressure sensing system, SMPSS)，采樣頻率為312.5 Hz，采樣時長為120 s，相當于實測中3 個10 min 的采樣長度。更詳細的風洞試驗信息可參考文獻[19]。

1.2 LES 數值模擬

1.2.1 控制方程

大渦模擬方法基本思想是在數值模擬中利用特征網格尺寸對渦旋進行過濾，直接求解N-S 方程中大于空間過濾網格的渦旋運動，同時通過亞格子模型模擬小于網格尺度的渦旋運動[26]。空間濾波后的不可壓縮流動的大渦模擬的控制方程如下所示：

1.2.2 計算域及網格劃分

數值模擬計算域為15L(長)×5L(寬)×6H(高)，模型位于參考坐標的中心，模型距入流邊界長度為5L，距出流邊界長度為10L，其中，L為建筑模型長度，B為建筑模型寬度，H為建筑模型高度，如圖3 所示，數值模擬中模型阻塞率約為3.3%<5%，滿足計算風工程的要求[27]。

圖3 計算域及邊界條件Fig. 3 Computational domain and boundary conditions

網格劃分采用結構化網格，其中近壁面區域為低雷諾數流動，為了準確地捕捉建筑物繞流流場的復雜湍流特性，對建筑物壁面網格進行加密處理。建筑物近壁區首層網格高度為 1×10-4m，其第一層網格節點位于粘性子層內，對應的y+值小于5。在屋面迎風前緣、屋脊處及建筑結構尾流區等風速梯度較大區域，應使相鄰網格尺寸相近，減少數值截斷誤差，因此，在建筑附近設定網格加密區域，網格增長率設為1.05。加密區域為距模型迎風面1.0H，距建筑兩側面各1.0H，距模型屋面1.0H，距模型背風面2.0H。加密區外側的網格增長率不超過1.1，如圖4 所示，網格總量為 5 .4×106。

圖4 數值模擬網格劃分策略Fig. 4 Grid meshing scheme in the numerical simulation

為驗證數值結果的網格無關性，基于此基礎網格(網格總數為 5.4×106)，建立了兩套不同尺寸的網格(稀疏網格首層尺度為4 ×10-4m，網格總數為2 .6×106；加密網格首層網格尺寸為0 .5×10-4m，網格總數為 8 .9×106)，采用GCI(Grid Convergence Index)指數法進行網格無關性驗證[28]，量化因網格疏密變化所造成的數值誤差。由于篇幅原因，僅給出0o風向角下提取的屋面迎風前緣分離處的風壓作為參考量fi，結果分析見表2。可以發現，不同網格之間的模擬結果存在差異，且隨著網格量的增加，不同網格計算結果之間的誤差會逐漸縮小。其中，基礎網格計算結果與加密網格計算結果之間的相對誤差3% 以內，滿足計算精度要求。綜合考慮精度和效率的要求，選取基礎網格進行后續數值模擬。

表2 網格無關性分析Table 2 Grid-convergence analysis

1.2.3 邊界條件

邊界條件設定如表3 所示，入流面采用速度入口；計算域兩側及頂部為對稱邊界(Symmetry)；計算域出口為自由出流(Outflow)；計算域底部及模型表面采用無滑移壁面(No-slip wall)。

表3 邊界條件設定Table 3 Setting-ups of boundary conditions

1.2.4 入口湍流生成及其自保持性驗證

生成能夠準確模擬來流風場特性的入口湍流是基于LES 模型研究結構風效應的關鍵問題之一。目前大渦模擬中的入口湍流生成方法主要分為兩類：預前模擬法和人工合成法。周桐等[29-30]探究了不同大渦模擬入口湍流方法的基本原理，特點及適用性。預前模擬法可以模擬相對真實的流場結構，并且湍流特性在計算域內具有良好保持性，計算容易收斂，但是無法直接定義目標湍流特性，調試過程復雜，而且網格量多，計算效率低。人工合成法基于嚴格的數理推導，構造入口邊界條件滿足大氣邊界層風場特性，且其計算效率高。本文選取CDRFG (Consistent discrete random inflow generation)方法來模擬大渦入口湍流生成[31]。基本思想是將三維能譜表示為一系列離散譜的線性疊加，對于每個離散譜，采用Kraichnan[32]方法生成對應的隨機脈動速度場，進而合成滿足三維能量譜的脈動速度場。

采用CDRFG 能夠生成滿足來流風場統計特性的入口湍流邊界條件，且滿足連續方程無散化的要求，但是其無法完全嚴格滿足N-S 方程，LES自身的亞格子湍流模型無法真實模擬小于過濾網格的小尺度渦旋運動，入口湍流特性可能沿計算域順流向改變，從而導致目標處與入口處湍流特性無法保持一致。為驗證入口處和建筑物處的湍流特性保持一致，并確保數值模擬中來流條件與風洞試驗來流的一致性，建立空風場進行CDRFG方法的驗證。空風場的計算域尺寸與有建筑物的計算域尺寸一致，求解方法設定如1.2.5 節介紹。地面粗糙為0.03 m 來流條件下的自保持性驗證結果如圖5 所示，圖5(a)表明該方法生成的平均風速和湍流度剖面自保持性較好，且和風洞試驗結果基本一致。圖5(b)為參考高度處的無量綱風速功率譜，在折減頻率大于5 時，風速功率譜密度出現較明顯下降趨勢，這是由于順風向網格的亞格子模型過濾效應導致，與網格分辨率有關[33]。低矮房屋的結構特征頻率低于來流截斷頻率，且在折減頻率低于5.0 的風速譜和目標Karman 譜及風洞試驗風速譜吻合較好，表明CDRFG 方法生成的入口湍流是準確的且滿足自保持性。

圖5 LES 模擬來流條件對比驗證Fig. 5 Upstream wind conditions in the wind tunnel test and numerical simulations

1.2.5 求解算法設定

本文數值模擬工作依托廣東超算中心(Intel Xeon E5-2692，內存128 G)，采用72 核并行計算。基于通用流體力學軟件ANSYS Fluent 19.0，通過自編并行化UDF(User defined function)子模塊將CDRFG方法植入，生成LES 模擬的來流湍流。非線性對流項采用二階迎風格式(Second order upwind)進行離散，動量方程采用有界中心差分格式(Bounded central differencing)，時間離散為二階全隱格式。對于速度壓力耦合方程采用SIMPLE (Semi-implicit method for pressure-linked equations)法進行求解。為加速LES 模擬中的湍流流場發展以及提高收斂速度，先采用RNGk-ε (Renormalization groupk-ε)湍流模型對流場進行定常模擬，對定常流場結構進行瞬態化處理作為大渦模擬的初始條件[34]。為進一步提高大渦模擬的準確性，設定時間步長Δt=0.0001 s ，對應的庫朗數CFL＜1.0。將參考高度的風速從入口流至出口穿過計算域的時間成為一個全流域時間(Flow-through time)，模擬了30個全流域時間，為保證統計結果的穩定性，提取后面24 個全流域時間的結果進行統計分析。

基于現場實測和風洞試驗的三種不同來流條件，分別對0°、180°及225°風向角下低矮房屋的風荷載特性進行了數值模擬研究。

2 結果分析與討論

數值模擬結果用風壓系數表示，其定義與現場實測和風洞試驗中的數據分析相同。平均風壓系數Cp,mean、脈動風壓系數Cp,rms及極值風壓系數Cp,min如下所示：

式中：pref為參考靜壓，即在風洞試驗中連通外界大氣壓作為參考靜壓； ρ為空氣密度；Uref為參考高度處的平均風速，選取低矮房屋平均屋面高度處的風速作為參考風速；pˉ為采樣周期內得到的平均風壓； σp為脈動風壓均方根值；pˇ測量樣本中風壓的最小值。其中對于挑檐部分由于上下表面同時存在壓力，因此，挑檐部分的凈壓力為：

2.1 基于現場實測的LES 數值模擬驗證

在現場實測中，測量得到0°風向角的數據較充分，故選取0°風向角的結果進行現場實測和LES 數值模擬的對比驗證。圖6 為0°風向角時數值模擬和現場實測及風洞試驗在屋面24 個不同位置測點處的風壓系數對比。結果表明：LES 模擬結果和風洞試驗及實測結果吻合較好；在分離前緣及屋脊位置處(對應圖中測點A 列和F 列)，發生明顯的流動分離現象，在該區域產生較大的風壓系數(絕對值，下同)，該風壓分布特征與低矮房屋屋面通常在屋檐及屋脊區域發生局部破壞的現象相符。圖6(a)中平均風壓系數在分離(對應測點A 列)和屋脊線前緣位置處(對應測點F 列)，風洞試驗和LES 模擬結果相較于現場實測結果偏大；由圖6(b)可知，脈動風壓系數在分離處(對應測點A 列)LES 模擬和風洞試驗相比于實測結果偏小；由圖6(c)可知，極值風壓系數分布規律與平均分壓系數相似，在分離及屋脊線位置處，風洞試驗和LES 模擬在一定程度上低估了極值風壓系數。

圖6 0°風向角下風壓系數對比結果Fig. 6 Comparison of the pressure coefficients in the wind direction θ of 0°

挑檐是低矮房屋風致易損區域，在臺風作用下其上、下兩個表面同時受風荷載作用。選取測點K1 和J2，分析了挑檐位置處的凈壓力系數(包含平均、脈動及極值凈風壓系數)隨風向角變化情況，如圖7 所示。由圖7 可知，三種不同研究方法下，測點K1 和J2 凈風壓系數隨風向角變化趨勢基本一致。當風向角為240°～300°時，測點K1和J2 位于流動分離區域，數值模擬風壓結果和風洞試驗基本一致，但兩者的凈極值風壓系數與實測結果存在明顯差異。可能原因有兩方面：一方面受雷諾數效應的影響(現場實測雷諾數為4.07×107，為LES 數值模擬和風洞試驗的125 倍)，根據Cheung 等[15]關于低矮房屋表面風壓特性研究發現對其表面風壓特性雷諾數效應顯著。另一方面，風壓譜頻率在大于折減頻率(f H/U≈0.7)的能量主要是由錐形渦所引起的，即由建筑物引起的特征湍流[35]；Holmes[36]研究發現特征湍流對于流動再附有促進作用，從而影響建筑物表面的極值風壓；而在數值模擬和風洞試驗中不能完全模擬現場實測中大氣湍流在整個頻域范圍內的能量級串過程，這可能是導致數值模擬和風洞試驗與現場實測在測點K1 和測點J2 位置處的極值風壓差異。

圖7 不同風向角下屋檐測點K1 和J2 的風壓系數Fig. 7 Pressure coefficient at the pressure taps K1 and J2 on the roof overhang under different wind directions

2.2 基于風洞試驗的LES 數值模擬驗證

本節主要基于模擬臺風風場的風洞試驗結果，對比驗證并量化分析了LES 數值模擬在模擬臺風高湍流風場下的適用性。受篇幅限制，針對低矮房屋單側挑檐迎風的典型工況，主要選取正風向180°和斜風向225°兩個風向角下的結果。

圖8 對比了180°和225°風向角下LES 模擬及風洞試驗的低矮房屋的平均風壓系數、脈動風壓系數及極值風壓系數分布。通過對比發現LES 模擬結果與試驗分布具有良好一致性。圖8(a)為風向角180°的平均風壓系數分布圖，迎風面挑檐及屋脊附近有較大的流動分離，吸力較大，且挑檐處風壓系數為最大值，平均風壓系數在屋脊兩側附近呈對稱分布；背風面風壓系數呈階梯狀分布，其絕對值由屋脊處向屋檐處逐漸減小。在迎風面挑檐到屋脊處范圍內LES 結果比試驗值偏小，而屋脊線至屋檐處LES 結果比試驗偏大。225°斜風向角下的平均風壓系數如圖8(b)所示，在模型兩側迎風前緣及脊線兩邊區域出現瓣狀強吸力區。屋面在斜風向角下其屋面迎風角兩側及屋脊線位置處發生明顯的流動分離形成錐形渦，在屋面迎風面較長一側受柱形渦影響更加顯著，從而導致在該側LES 模擬的風壓值比試驗值偏大。180°和225°風向角下的屋面脈動風壓系數與平均風壓系數分布類似。圖8(c)中在180°風向角下，迎風面挑檐位置出現強脈動吸力，在屋脊處的脈動吸力也較大，但背風面區域的脈動風壓系數較風洞試驗值偏大。圖8(d)中225°風向角下，強脈動吸力出現在迎風面角點的兩個豆瓣狀區域內，與平均風壓系數分布相似，在迎風面較長一側的模擬值比試驗值偏大。風向角為180°時，極小值風壓系數的分布如圖8(e)所示，風洞試驗與LES 模擬的極小值風壓系數在挑檐處分布基本保持一致，LES 模擬的極值風壓系數在屋脊及背風面區域分布比風洞試驗結果偏小，從挑檐處沿著順流向風向逐漸減小，而風洞試驗的極值風壓系數與平均風壓系數類似，在屋脊處有較大值。圖8(f)為風向角225°的極小值風壓系數分布圖，分布形狀與平均風壓系數分布相同，其絕對值的最大極小值風壓系數出現在屋面迎風面角點兩側。LES結果和風洞試驗的風壓特性差異的可能原因是：風洞試驗因尺寸的限制不能真實的模擬低頻區大尺度漩渦能量，而LES 數值模擬由于亞格子湍流模型的過濾效應不能有效模擬高頻區小尺度渦旋能量。

圖8 180 °和225°風向角下屋面風壓系數云圖對比Fig. 8 Comparison of contour of the mean pressure coefficient in the wind directions θ of 180° and 225°

圖9 和表4 為45°風向角和180°風向角下LES模擬與風洞試驗風壓系數的誤差量化分析，主要考慮了 ± 10% 、 ±20% 和 ± 30%三類置信區間。整體來看，LES 數值模擬的屋面風壓系數和風洞試驗結果基本一致性，包括平均、脈動和極值風壓在內的結果置信區間在± 30%以內所占的比例達到85%以上。同時，平均風壓系數(一階統計量)的置信區間模擬精度要大于脈動及極值風壓系數(高階統計量)，且誤差范圍越小，模擬精度差別越大。

表4 不同風向角下LES 與風洞試驗結果誤差分析Table 4 Error analysis of pressure coefficients between LES simulation and the wind tunnel test

圖9 180°和225°風向角下LES 和試驗誤差分析Fig. 9 Error analysis of pressure coefficients obtained from LES and wind tunnel tests in the wind direction θ of 180° and 225°

2.3 低矮建筑繞流瞬態流場結構

本節基于Q準則對帶挑檐雙坡屋面低矮房屋表面的流場結構進行識別。Q準則是速度梯度張量的二次不變量，其定義為[37]：

當Q＞0 時，相比流體的應變率 (SijSi j)，轉動速率 (ΩijΩi j)占主導，即流場中渦旋結構占主導地位。圖10 給出180°和225°風向角下建筑物表面的Q等值面云圖(Q=6.0×105s-2)，并采用壓力系數對其進行著色來分析不同風向角下帶挑檐雙坡屋面低矮房屋模型表面的流場結構及其對風壓分布特性的影響機理。

如圖10 所示，標準Smagorinsky 亞格子模型能解析流場中小尺度的渦結構，不同風向角作用下，低矮房屋模型前緣由于剪切應力的作用，在模型前緣位置處形成分離旋渦。同時由于逆壓梯度的作用，模型屋面及兩側發生分離形成較大的分離旋渦導致該區域出現較大的負壓力區。隨著剪切層向下游流動，分離區擴大而旋渦強度明顯減弱。180°風向角作用下，屋面前緣及兩側前緣部分形成柱形的分離旋渦；而225°斜風向角下作用下，屋面迎風面兩側形成錐形及柱形的分離旋渦。與圖8 中的風壓系數分布對比，即分離旋渦對應的區域存在較大風壓值。180°風向角作用下，外部剪切層流速較大，由于低頻脈動旋渦停留較長時間，所以出現極值吸力，即對應平均風壓系數絕對值的最大值出現在挑檐位置，與圖8(a)相對應；隨著來流順方向發展達到背風面時，由于較大的黏性應力和剪切變形，旋渦脫落分解成大量的小尺度渦，湍流能量耗散較快，脈動風壓系數減小，與圖8(c)相對應。斜風向角作用下在分離區存在更大的風壓值，其可能原因是因為斜風向作用下由于分離區形成錐形和柱形的分離旋渦，其流場結構更加復雜形成更大的逆壓力梯度，從而導致斜風向角下分離區的出現更大的負壓力，結果和圖8(b)一致。圖8 中風壓系數分布與圖10流場結構相結合可以發現，迎風挑檐會造成屋面前緣流動分離提前發生，但對迎風前緣屋面風壓分布規律影響較小，挑檐下緣形成的分離泡產生較大脈動吸力，挑檐局部凈風壓系數未顯著增大。

圖10 基于 Q準則的不同風向角下渦量等值面云圖Fig. 10 The iso-surface of the turbulent flow fields around the low-rise building based on Q criterion in different wind directions

3 結論

本文基于“莎莉嘉”和“彩虹”期間帶挑檐低矮雙坡房屋的現場實測及風洞試驗，對帶挑檐低矮雙坡房屋的LES 模擬適用性進行了研究。主要結論如下：

(1)通過與現場實測和風洞試驗對比，驗證了采用CDRFG 湍流人工合成方法能夠生成滿足臺風風場統計特性的入口湍流邊界條件；同時也驗證了基于LES 方法模擬臺風風場下低矮房屋風荷載統計量化和空間分布規律的有效性。

(2)與現場實測和風洞試驗結果相比，在不同風向角下，帶挑檐雙坡屋面低矮房屋的LES 模擬結果得到的平均、脈動和極值風壓系數在30%置信區間的模擬精度達85%以上。

(3)在225°斜風向角下，在模型兩側迎風前緣及脊線兩邊區域出現風壓系數最大值；在180°風向角下，迎風面挑檐及屋脊附近有較大的流動分離，吸力較大，且挑檐處風壓系數為最大值，背風面風壓系數絕對值沿順流向逐漸減小。

(4)迎風挑檐會造成屋面前緣流動分離提前發生，但對迎風前緣屋面風壓分布規律影響較小，挑檐下緣形成的分離泡產生較大脈動吸力，挑檐局部凈風壓系數未顯著增大。