周邊建筑對輕軌站房風荷載的干擾效應研究

李晨 李波 陳金科 郭坤鵬

摘要： 以典型輕軌站房為例，利用剛性模型測壓風洞試驗，研究了周邊建筑與站房高度比分別為0.66，1.08，1.50條件下，周邊建筑對輕軌站房風荷載的干擾效應。風洞試驗結果表明，受周邊建筑物干擾效應影響，站房受到的水平風荷載減小，當周邊建筑物高度不高于站房（高度比=0.66，1.08）時，豎向風荷載亦減小;當周邊建筑物高于站房（高度比=1.5）時，在0°?70°風向區(qū)間站房收到的豎向風荷載增大。周圍建筑物使得站房周邊流場中的湍流成分增加，作用于站房表面的脈動風壓亦增大，當周邊建筑物高于站房時，脈動風荷載的干擾效應尤為明顯，水平向脈動風荷載干擾系數達到1.8。站房表面極值風壓受周邊建筑影響較大，尤其是當施擾建筑高度大于站房時，該種情況下，屋蓋及墻面極值風壓均明顯增大，其中，屋蓋角區(qū)風吸力增大12.5%，墻面角區(qū)風壓力和風吸力增幅分別達到33.5%和16.7%。

關鍵詞： 風荷載; 風洞試驗; 輕軌站房; 干擾效應; 干擾因子

中圖分類號： TU311.3; TU312+.1 文獻標志碼： A 文章編號： 1004-4523（2021）05-0943-08

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2021.05.007

引 言

近年來，為方便人們出行，盡早完成公共交通網絡化進程，輕軌修建數量逐年增加。站房是輕軌標志性建筑，為了滿足功能及地標性特征，常常采用大跨空間鋼結構，該種結構體系柔度大、重量輕、阻尼小，是典型的風敏感結構[1?3]。針對這一特點，國內外學者通過風洞試驗得到了采用大跨空間站房風荷載分布特性，并通過風振響應分析給出了該類結構風振響應及等效靜力風荷載[4?6]。需要注意的是，輕軌站房周邊環(huán)境復雜，必須考慮周圍建筑物的風致干擾效應。Hui等[7]、Kim等[8?9]、Mara等[10]、Lam[11]針對高層建筑的風致干擾效應進行了相關研究，指出風致干擾效應會對結構風荷載分布產生較大影響，風致干擾效應不可忽視。但以上研究主要針對高層建筑的干擾效應，對于大跨度結構的風致干擾效應研究有所欠缺，李波等[12]利用多通道同步測壓實驗，研究了周邊高層建筑對大跨度空間結構風荷載的干擾效應。研究表明，受到周邊建筑影響，來流流場以及湍流成分改變，導致作用于大跨度空間結構的平均風荷載、脈動風荷載發(fā)生改變。Chen [13]研究了周邊高層建筑與低矮建筑間距、建筑物高度比、風向等因素下，低矮建筑受到的干擾效應，研究表明，周邊建筑高度增加，或減小建筑物間距會導致屋蓋上風壓增大。可見，在大跨度空間結構主體結構、圍護結構抗風設計過程中，必須考慮周邊建筑的干擾效應。值得注意的是，目前專門針對輕軌站房的風致干擾效應研究還十分缺乏。

本文以最為典型的、拱形高架輕軌站房為例，通過剛性模型測壓風洞試驗，研究了周圍建筑對輕軌站房風荷載的干擾效應，為該類結構抗風設計提供重要參考。

1 風洞試驗概況

1.1 試驗風場

1.2 試驗模型及工況設計

某典型拱形高架輕軌站房縱向長度為97 m，跨度=28 m，屋蓋最高處高度=19.5 m，縱墻與屋蓋相連組合成整體網殼結構（如圖2所示）。該線路輕軌站房周圍有大量的周邊建筑，且周邊建筑的高度和體量各不相同。

本次試驗模型幾何縮尺比選為1∶100，最大阻塞率為3%。試驗模型為剛性模型，試驗模型采用ABS材料制作，主體模型具有足夠的強度和剛度。周邊建筑利用由密度板材料制作的長方體模型進行模擬（如圖3所示）。

為了研究周邊建筑對輕軌站房表面風壓的影響，試驗根據輕軌站房所處環(huán)境，設計了單體工況和6個干擾工況的測壓風洞試驗。施擾模型尺寸為13 cm×21 cm×30 cm，試驗過程中，利用不同布置方式，分為三類高度比干擾情況，三種高度比/H分別為0.66，1.08，1.50，并且在各高度比條件下，施擾建筑分為單、雙側布置兩種情況。結合輕軌站房一般性路況，設計周邊建筑與試驗模型相距為25 cm。另外，本文參考Tamura[15]采用的建筑面積密度概念，利用線面積密度對施擾建筑進行描述，確定方式如下：周邊建筑總寬度與站房長度的比值。各干擾工況信息如表1所示。

試驗中，首先進行單體工況測壓試驗，然后進行考慮周邊建筑干擾效應的測壓試驗。屋蓋及兩側墻體外表面共布置170個測點，屋蓋內表面布置51個測點，采樣頻率312.5 Hz，每個通道連續(xù)采樣20000次，采樣時間64 s，測量得到的風壓按照文獻[16]的方法進行管道修正。

1.3 試驗數據處理方法

為方便比較，建筑表面的風壓通常采用對應于參考點的無量綱風壓系數表示[17]。

將站房表面風壓按水平向、豎直向進行合成，水平向、豎直向風荷載，并通過下式計算水平向、豎直向風力系數，以描述作用于主體結構的風荷載特征。

式中 ，分別為水平向、豎直向風力系數;為測點風壓系數;為測壓點所代表的特征面積;為測點代表的特征面的法向與水平向夾角。

本文采用干擾因子來衡量周邊建筑對站房表面風壓的影響程度，其中平均風荷載、脈動風荷載的干擾因子分別用，表示[17]：

考慮到風壓的非高斯特征，利用Hermite矩模型理論[19]，計算測點風壓系數的峰值因子和極值風壓。

2 平均風荷載特征

下面將根據風洞試驗結果，分析周邊建筑對站房平均風荷載的干擾效應。

2.1 平均風壓

圖4給出0°風向角下，單體工況、上游施擾（工況D?1.50，180°風向角）、下游施擾（工況D?1.50）、雙側施擾（工況S?1.50）的平均風壓系數分布圖。

可以看出，單體工況下，平均風壓對稱性較好，除迎風側立面是正壓外，頂面和背風側立面均為負壓區(qū);站房頂面邊緣處出現流體分離，風吸力較大，風壓系數達到-1.5，背風側立面風吸力很小，其值僅為-0.3左右。上游施擾時，站房受施擾建筑遮擋影響，頂面負壓減小，迎風側立面由風壓力變?yōu)轱L吸力，風壓系數達到-0.4。下游單側干擾時，頂面區(qū)域風吸力減小到-1.0左右，背風面因下游建筑阻塞效應產生的回流，使得立面風吸力減小，同時底部區(qū)域由風吸力變?yōu)轱L壓力。雙側施擾時，站房頂面與背風面風吸力均明顯減小，迎風面分布形式與上游單側工況相似。

綜上，站房周邊存在干擾建筑時，立面風壓受“遮擋”效應影響，風壓減小甚至變號，對于屋蓋頂面，當施擾建筑起“遮擋”作用時，風壓減小，無“遮擋”作用時，流體分離產生的旋渦會使風壓增大。

2.2 平均風力系數及干擾因子

圖5給出了站房水平向風力系數隨風向角變化曲線。

可以看出，單體工況下，當風向角為0°?20°時，風力系數逐漸增大;隨風向角度數繼續(xù)增加，平均風力系數減小，90°風向角時，風力系數幾乎為0;風向角為90°?180°的風力系數與0°?90°呈反對稱分布。干擾工況下，站房水平向平均風力系數均小于單體工況，單側干擾時，風力系數曲線變化規(guī)律與單體工況相近，雙側干擾時，風力系數曲線關于90°呈反對稱分布。

圖6給出0°風向角下水平向風力系數的干擾因子。建筑高度低于站房環(huán)境下，下游施擾時，干擾效應較小，干擾系數接近1，而上游及雙側施擾時，施擾建筑起“遮擋”效應，干擾系數在0.3左右;施擾建筑高度與站房相近環(huán)境下，下游施擾時，平均風力干擾系數降為0.73，上游與雙側施擾時，干擾系數仍在0.3左右;施擾建筑高于站房環(huán)境下，下游施擾時，平均風力干擾系數降為0.64，上游與雙側施擾時，干擾系數仍為0.3左右。

圖7給出豎直向平均風力系數隨風向角的變化曲線。可以看出，在單體工況下，豎直向平均風力系數曲線關于90°呈對稱分布;0°風向角下，風力系數達到最大值-0.96，隨著風向角增大，風力系數減小;90°風向角下達到最小值，為-0.14。在干擾工況下，當風向角為0°?70°時，除D?1.50工況外，豎直向平均風力系數均大于單體工況，風吸力較小;當風向角為70°?130°時，各干擾工況豎直向平均風力系數值小于單體工況，風吸力明顯增大。風向角大于130°時，干擾規(guī)律與0°?70°基本相同。

圖8給出了0°風向角時豎直向平均風力系數干擾因子。可以看出，施擾建筑高度低于站房環(huán)境下，下游施擾時，豎直向風力系數與單體工況基本相同;而上游及雙側施擾時，施擾建筑改變來流，豎直向風力系數有所減小。施擾建筑高度與站房相近環(huán)境下，下游施擾時，平均風力干擾系數為0.76;上游與雙側施擾時，干擾系數略低于郊區(qū)環(huán)境。施擾建筑高于站房環(huán)境下，下游施擾時，施擾建筑阻塞效應產生回流，使得豎向平均風力明顯減小;上游及雙側施擾時，施擾建筑對站房產生的“遮擋”效應使得風力系數有所減小，干擾系數分別為0.92，0.88。

3 脈動風荷載特征

3.1 脈動風壓

圖9給出高度比為1.50工況下，0°風向角時，單體工況、上游施擾（工況D?1.50，180°風向角）、下游施擾（工況D?1.50）、雙側施擾（工況S?1.50）下的脈動風壓系數分布圖。

可以看出，單體工況下，脈動風壓系數分布具有一定的對稱性，頂面來流前緣部分根方差較大，達到0.25，其他區(qū)域有所減小，根方差降低為0.2。上游施擾時，由于施擾建筑的“遮擋”效應，增大來流中湍流成分，導致迎風側立面脈動風壓系數增大，風壓系數根方差達到0.40;立面處于施擾建筑間隙的區(qū)域受“穿堂風”效應影響，脈動風壓系數增大到0.45。下游施擾時，迎風面及頂面脈動風壓系數變化較小，背風面受下游建筑影響，脈動風壓系數增大到0.25。在雙側施擾時，迎風面及頂面脈動風壓明顯增大，其脈動風壓系數略大于上游施擾工況。

3.2 脈動風力系數及干擾因子

圖10給出水平向、豎直向脈動風力系數隨風向角的變化曲線。可以看出，單體工況下，水平向脈動風力系數隨著風向角增大呈先減小后增大趨勢，且曲線關于90°對稱分布，當風向角為0°時，脈動風力系數達到最大，為0.2。高度比為0.66，1.08時，站房水平向脈動風壓系數趨勢與單體工況相似，脈動風力系數受干擾較小;在高度比為1.50時，位于施擾建筑間隙的下游區(qū)域受到“穿堂風”效應影響，脈動風力系數明顯增大。對于豎直向脈動風力系數，高度比為0.66，1.08工況下，脈動風壓系數與單體工況相近;高度比為1.50工況下，雙側施擾時，豎直向脈動風力系數在各風向角下均明顯增大，而單側施擾時，風向角0°?100°范圍內，脈動風力系數與單體工況相近，風向角110°?180°時，風力系數顯著增大。

可以看出，對于水平向脈動風力干擾系數，當施擾建筑高度接近和小于站房環(huán)境下，施擾建筑改變站房周邊流場環(huán)境，脈動風力系數有所增;當施擾建筑高度高于站房時，上游和雙側施擾時，脈動風力系數受擾動明顯，干擾因子分別達到1.79，1.66。對于豎直向脈動風力系數，施擾建筑高度小于站房時，脈動風力系數基本不受施擾建筑影響;高度相接近時，上游和雙側施擾時，脈動風力增大，干擾系數達到1.2左右;高度大于站房工況時，在上游和雙側施擾情況下，施擾建筑高度遠大于站房高度，流場改變很大，導致脈動風力系數明顯增大，干擾系數達到1.4。

4 極值風荷載特征

4.1 極值風壓

圖12給出36個風向角下，站房在各工況下最不利風壓系數極小值分布圖。從圖中可以看出，單體工況下，屋蓋邊緣極小值風壓系數較大，中部區(qū)域有所減小，極小值風壓系數為-2.0;在工況S?1.50下，屋蓋邊緣極小值風壓系數增大，達到-2.5，位于施擾建筑附近的部分區(qū)域極小值風壓系數變化幅度較大，達到-3.0。

4.2 分區(qū)極值風壓系數及干擾系數

表2給出了墻面和屋蓋特征分區(qū)極值風壓系數，其中，屋蓋和墻面根據規(guī)范分為邊區(qū)、角區(qū)和中區(qū)，如圖13所示。可以看出，施擾建筑高度小于站房時，墻面邊區(qū)極值變化較小，屋面邊區(qū)2風壓系數極大值明顯增大，其他屋面極值風壓系數均減小;當施擾建筑高度與站房相近時，墻面邊區(qū)風壓系數極小值增大，屋蓋邊區(qū)2極大值明顯增大，其他區(qū)域極值受施擾建筑影響減小;當施擾建筑高度大于站房時，墻面角區(qū)、邊區(qū)極小值增大，屋蓋各區(qū)極值風壓系數變化較小。

圖14給出了極值風壓最大的屋蓋和墻面角區(qū)極值風壓系數對比柱狀圖。屋蓋角區(qū)，風壓系數極大值受施擾建筑影響較小，各干擾工況下，風壓系數極大值均減小;風壓系數極小值在單側干擾工況下減小，雙側干擾工況下風壓系數極小值增大12.5%。墻面角區(qū)，施擾建筑高度大于站房時，墻面角區(qū)極大值明顯增大，增幅達33.5%以上，其他工況增幅在10%以內;風壓系數極小值受周邊建筑影響，各干擾工況墻面風壓系數極小值增大10%左右。可見，周邊建筑對極值風荷載有較大影響，在圍護結構設計中，干擾引起的極值風壓變化不容忽視。

5 結 論

城市輕軌站房多處于城市樓群中，周圍建筑對作用與建筑表面的風荷載的干擾效應顯著，本文以典型輕軌站房為例，進行了剛性模型測壓風洞試驗，針對周邊建筑對輕軌站房風荷載的干擾效應進行研究，結論如下：

（1）站房平均風荷載受周邊建筑干擾明顯。各干擾工況下，水平向平均風荷載減小。當施擾建筑低于或接近站房時，豎直向風荷載有所減小，干擾系數最低達到0.16;當施擾建筑高度大于站房時，豎向風荷載明顯增大，而在單側施擾工況0°?70°時，豎向風荷載減小。

（2）當施擾建筑高度小于或接近站房高度時，水平和豎直向脈動風荷載增大;當施擾建筑高度大于站房高度時，脈動風荷載增大最為明顯，其干擾系數達到1.8。

（3）站房表面極值風壓受周邊建筑影響較大，尤其是當施擾建筑高度大于站房時，該種情況下，屋蓋及墻面角區(qū)極值風壓均明顯增大，其中，屋蓋角區(qū)風吸力增大12.5%，墻面角區(qū)風壓力和風吸力增幅分別達到33.5%和16.7%。

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作者簡介： 李 晨（1990-），男，博士研究生。電話：15901077530; E-mail：lichen_110613@163.com

通訊作者： 李 波（1978-），男，教授。E-mail： libo_77@163.com