下?lián)舯┝髯饔孟铝庑务R鞍面屋蓋風(fēng)壓特性

褚云朋，孫鑫暉，李 明，姚 勇，黃漢杰

(1. 西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，四川，綿陽 621010；2. 中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心，四川，綿陽 621010)

下?lián)舯┝靼l(fā)生突然，破壞力較強(qiáng)，是非臺風(fēng)地區(qū)的主要強(qiáng)風(fēng)，實(shí)測速度達(dá)到67 m/s[1]，因其對建筑物造成巨大破壞受到廣泛關(guān)注[2]。大跨結(jié)構(gòu)對強(qiáng)風(fēng)作用極其敏感，尤其是體型復(fù)雜的大跨結(jié)構(gòu)，還需考慮風(fēng)壓分布不同對其造成的失穩(wěn)破壞?，F(xiàn)階段學(xué)者們針對大氣邊界層風(fēng)作用下復(fù)雜結(jié)構(gòu)的風(fēng)載進(jìn)行了各類研究。鄭肖楠等[3]對條形封閉網(wǎng)架煤棚的風(fēng)荷載分布規(guī)律進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出了各風(fēng)向角作用下煤棚表面的風(fēng)載規(guī)律。郭薇薇等[4]對某大跨度公、鐵兩用桁架斜拉橋車橋系統(tǒng)進(jìn)行風(fēng)洞測試。孫瑛等[5]針對大跨結(jié)構(gòu)探究了抗風(fēng)夾間距對屋面承載力的影響。而大跨結(jié)構(gòu)對于類似于下?lián)舯┝鞯膹?qiáng)風(fēng)荷載更加敏感。

Sengupta 等[6]制作模型模擬立方體建筑物在下?lián)舯┝髯饔孟碌娘L(fēng)載特性，并將結(jié)果與規(guī)范進(jìn)行對比分析。Chay 等[7]證實(shí)建筑表面風(fēng)壓與普通大氣邊界層風(fēng)下不同。Asano 等[8]制作了向上噴射的下?lián)舯┝鳑_擊射流裝置，并對立方體進(jìn)行測壓試驗(yàn)。吉柏鋒等[9]以某高層建筑為原型分析表面風(fēng)壓分布特性，表明模型迎風(fēng)面風(fēng)壓最大出現(xiàn)在中下部約1/3 處。李宏海等[10]用二維下?lián)舯┝髂Ｐ蛯Ω邔咏ㄖL(fēng)壓進(jìn)行研究，得出下?lián)舯┝髯饔孟碌慕ㄖ矬w型系數(shù)大于規(guī)范參考值。Jesson 等[11]及江鵬[12]對門式剛架在下?lián)舯┝髯饔孟逻M(jìn)行對比，表明廠房徑向位置對其表面風(fēng)壓影響大。席保鋒[13]分別對不同高寬比的圓形和方形高層建筑表面風(fēng)壓進(jìn)行分析，得出風(fēng)剖面特性較明顯。李藝等[14]利用CFD 模擬得出了風(fēng)暴的移動(dòng)對風(fēng)暴前緣有加速作用，而對風(fēng)暴后方有減速作用。Yumi等[15]用大渦模擬法描述了下?lián)舯┝鳟a(chǎn)生荷載的過程。陳勇等[16]通過下?lián)舯┝髟囼?yàn)研究了地面粗糙度對拱形屋蓋風(fēng)壓特性影響。方智遠(yuǎn)等[17]分析得出，深寬比增大，高層建筑的層平均阻力系數(shù)有所減小。鄒鑫等[18]通過試驗(yàn)得出扭轉(zhuǎn)向?qū)语L(fēng)荷載譜沿高度有顯著變化，汪之松等[19]在前面基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究徑向距離對低矮建筑氣動(dòng)力特征影響。

菱形馬鞍面屋蓋由于本身結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，其屋蓋受風(fēng)載影響巨大，尤其是下?lián)舯┝黝惖膹?qiáng)風(fēng)荷載。李清雅等[20]利用大氣邊界層風(fēng)研究了菱形馬鞍面屋蓋的風(fēng)載特性。孫虎躍等[21]通過研究得出馬鞍面最大風(fēng)吸力出現(xiàn)在迎風(fēng)低點(diǎn)附近。崔碧琪等[22]分析了菱形馬鞍面屋蓋在下?lián)舯┝髯饔孟碌娘L(fēng)壓分布，但對比分析參數(shù)較少，考慮到菱形馬鞍面造型復(fù)雜，易受強(qiáng)風(fēng)荷載影響，仍需進(jìn)一步對其受徑向距離和風(fēng)向角等參數(shù)的影響進(jìn)行分析。在大氣邊界層風(fēng)作用下，屋蓋分壓隨建筑物高度增加而增加，而由于下?lián)舯┝黠L(fēng)場與大氣邊界層風(fēng)不同，故在其作用下，屋蓋在某一特定高度作用下產(chǎn)生的破壞最大；在下?lián)舯┝髯饔孟虏煌膹较蛭恢玫娘L(fēng)場變化不同也會導(dǎo)致屋蓋風(fēng)壓不同。

通過沖擊射流裝置模擬下?lián)舯┝鳎O(shè)計(jì)制作了菱形馬鞍面大跨屋蓋結(jié)構(gòu)縮尺模型，進(jìn)行剛性模型表面風(fēng)壓試驗(yàn)研究，分析不同徑向距離和風(fēng)向角對下?lián)舯┝髯饔孟铝庑务R鞍面大跨結(jié)構(gòu)屋蓋表面風(fēng)壓分布的影響，為抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)采用中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心的沖擊射流裝置(如圖1 所示)。該裝置氣流噴口最大風(fēng)速為27.3 m/s，噴口高度可在0.6 m～2 m 范圍內(nèi)進(jìn)行調(diào)節(jié)，底板采用光滑的剛性模板。根據(jù)試驗(yàn)方案設(shè)置噴口直徑Djet=600 mm、噴口到剛性模板的距離為H=2Djet，噴口射流風(fēng)速為Vjet=10 m/s。

圖1 沖擊射流裝置Fig. 1 Impact jet device

1.2 模型設(shè)計(jì)

試驗(yàn)主要測量模型表面的風(fēng)壓分布情況，不涉及結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，故設(shè)計(jì)制作剛性模型(如圖2 所示)。模型的馬鞍面曲率p為1/225，菱形馬鞍面邊長取110 mm，高點(diǎn)高度45 mm，低點(diǎn)高度22.5 mm，建筑物矢跨比為1/6。模型縮尺比1∶1000，本次測壓試驗(yàn)選用的掃描閥精度為0.2% FS。

圖2 建筑物模型Fig. 2 Building model

由于菱形馬鞍面的幾何模型復(fù)雜，模型在不同位置產(chǎn)生風(fēng)壓分布規(guī)律性較差，為更好得出屋蓋上每個(gè)區(qū)域風(fēng)壓分布情況，如圖3 所示，模型上測壓點(diǎn)采用間隔10 mm 均勻加密方式布置。在模型設(shè)計(jì)測點(diǎn)處取孔并固定測壓管，保持氣密性，測壓管另一端連接掃描閥。本模型共設(shè)置121 個(gè)測壓點(diǎn)，布置如圖3 所示(測點(diǎn)1 處于模型高點(diǎn)區(qū)域)。

圖3 測點(diǎn)布置Fig. 3 Measuring points arrangement

1.3 工況設(shè)計(jì)

Chen 等[23]指出下?lián)舯┝鳑_擊到地面后徑向擴(kuò)散，徑向風(fēng)速最大值出現(xiàn)在距離噴口中心1.00Djet附近，為探討徑向距離的影響，試驗(yàn)設(shè)計(jì)模型中心到噴口中心距離取0.00Djet、0.75Djet、1.00Djet、1.25Djet、1.50Djet、1.75Djet、2.00Djet。制 作 單 位為15°圓盤，將模型精確固定在圓盤上，根據(jù)劃分的刻度線調(diào)整圓盤，用于改變風(fēng)向角大小。其中0°風(fēng)向角正對測點(diǎn)1，90°風(fēng)向角正對測點(diǎn)11。工況設(shè)計(jì)見表1，圖4 為建筑物模型位置示意圖。

圖4 不同徑向距離下各工況模型位置Fig. 4 Model position under different radial distances

表1 試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)Table 1 Design of test conditions

1.4 風(fēng)場驗(yàn)證

試驗(yàn)前需對沖擊射流裝置產(chǎn)生風(fēng)場進(jìn)行可靠性驗(yàn)證。圖5 反映了徑向風(fēng)速在不同徑向距離下隨高度變化趨勢，與傳統(tǒng)大氣邊界層風(fēng)不同，下?lián)舯┝鳟a(chǎn)生風(fēng)場整體呈現(xiàn)水平風(fēng)速隨高度增加先迅速增大后逐漸減小，整個(gè)徑向風(fēng)速圖呈“鼻子”狀。從圖5 可知：最大風(fēng)速出現(xiàn)在r=1.00Djet時(shí)，距離地面高度約9 mm，其值約為1.0Vjet。

圖5 徑向風(fēng)速隨高度變化Fig. 5 Curve of average wind velocity with height

取r=1.00Djet下豎向風(fēng)剖面與以往經(jīng)典模型進(jìn)行對比，由圖6 可見試驗(yàn)結(jié)果與國外學(xué)者的研究所得結(jié)果較一致。風(fēng)場試驗(yàn)結(jié)果表明：該裝置模擬的下?lián)舯┝骶哂幸欢煽啃浴?/p>

圖6 下?lián)舯┝黠L(fēng)場豎向剖面對比Fig. 6 Vertical profile comparison of downburst wind field

2 結(jié)果分析

下?lián)舯┝髯饔孟聹y點(diǎn)表面風(fēng)壓系數(shù)可用下式計(jì)算得出：

式中：Cp為屋蓋某點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)；P為模型表面某點(diǎn)參考平均風(fēng)壓；ρ 為空氣密度，取值為1.195 kg/m3；v為參考點(diǎn)平均風(fēng)速，取設(shè)置的沖擊射流速度v=10 m/s。

根據(jù)式(1)，計(jì)算出所有測點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)。圖7 是不同徑向距離下平均風(fēng)壓系數(shù)的變化趨勢，r=0.00Djet時(shí)，模型在沖擊裝置正下方，屋面整體呈現(xiàn)正壓分布。r=0.75Djet時(shí)屋面所受正壓開始減小。隨徑向距離繼續(xù)增大，屋蓋整體變?yōu)樨?fù)壓分布。r=1.25Djet時(shí)，在41 號測點(diǎn)出現(xiàn)最大平均風(fēng)壓，該點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)為2.44。r>1.25Djet時(shí)平均風(fēng)壓最大值開始迅速減小，而整體平均風(fēng)壓開始逐漸趨于穩(wěn)定。

圖7 不同徑向距離下屋面平均風(fēng)壓系數(shù)變化Fig. 7 Average wind pressure coefficient of roof under different radial distances

根據(jù)文獻(xiàn)[23]，下?lián)舯┝髯矒舻孛?，?.00Djet附近得到充分?jǐn)U散，出現(xiàn)風(fēng)速極值，故針對風(fēng)向角的研究，選取了r=1.00Djet和r=1.25Djet兩種工況進(jìn)行對比分析。如圖8 所示，屋蓋的整體平均風(fēng)壓隨著風(fēng)向角的增大而增大，到60°以后增長緩慢基本趨于水平。由于模型擺放距離是根據(jù)模型的中點(diǎn)到?jīng)_擊射流出口中心位置確定，r=1.25Djet時(shí)，模型檐口貼近氣流開始充分?jǐn)U散的地方，故r=1.00Djet時(shí)的整體平均負(fù)風(fēng)壓小于r=1.25Djet。

圖8 不同風(fēng)向角下屋面整體平均風(fēng)壓系數(shù)變化Fig. 8 Average wind pressure coefficient of roof under different wind direction angles

3 影響因素分析

菱形馬鞍面為雙曲面，其形態(tài)復(fù)雜，受強(qiáng)風(fēng)影響時(shí)屋蓋上風(fēng)荷載分布不均，我國現(xiàn)有規(guī)范中主要針對規(guī)則屋蓋進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，為更好研究菱形馬鞍面屋蓋風(fēng)壓分布，據(jù)文獻(xiàn)[24]對該屋面分區(qū)處理?？紤]壓力分布狀況，將屋蓋表現(xiàn)分為角區(qū)(A1、B1、C1、D1)、邊區(qū)(A2、B2、C2、D2)和中區(qū)(A3、B3、C3、D3)12 個(gè)區(qū)域。部分測點(diǎn)處于分區(qū)分割線上，此類測點(diǎn)上的風(fēng)壓數(shù)據(jù)由分割線兩邊區(qū)域共同使用，其計(jì)算從屬面積與其他測點(diǎn)相同。θ=0°時(shí)來流方向在區(qū)域A1的左側(cè)。其中A1和C1區(qū)分別為菱形馬鞍面的兩個(gè)高點(diǎn)區(qū)域(圖9)。

圖9 菱形馬鞍面分區(qū)Fig. 9 Partition on the diamond saddle

3.1 徑向距離對屋蓋風(fēng)壓影響

建筑物在下?lián)舯┝髡路胶陀幸欢◤较蚓嚯x時(shí)屋蓋受到作用不同，以及不同徑向距離下的地面擴(kuò)散的氣流發(fā)展?fàn)顩r不同，因此為探究不同徑向距離下屋蓋表面風(fēng)壓的分布特性，本次試驗(yàn)在設(shè)置建筑物都為0°風(fēng)向角前提下，改變徑向距離分別為0.00Djet、0.75Djet、1.00Djet、1.25Djet、1.50Djet、1.75Djet和2.00Djet設(shè)置相應(yīng)工況。

如表2 所示，r=0.00Djet時(shí)，各分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)較為接近。由于模型表面并不光滑，會產(chǎn)生部分能量的耗散，導(dǎo)致每個(gè)分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)都略小于1；另外噴口和模型中心點(diǎn)的位置有一定誤差，故各分區(qū)平均風(fēng)壓分布云圖無法完美地沿高低點(diǎn)的各自連線成對稱分布。

表2 0.00Djet 下各分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)Table 2 Average wind pressure coefficient of each zone under 0.00Djet

不同徑向距離下屋蓋表面風(fēng)壓分布如圖10 所示。1)r=0.00Djet時(shí)，建筑物在沖擊射流的正下方，由于建筑物模型表面并不光滑，且建筑物位置有細(xì)微的偏差，故屋蓋表面風(fēng)壓并不對稱。2)r=0.75Djet時(shí)，射流沖擊尚未完全擴(kuò)散，部分氣流豎向沖擊屋蓋前半部分，故屋蓋整體以正壓為主。3)r≥1.00Djet時(shí)，A1區(qū)是分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)最大區(qū)域，是由于選取工況都是風(fēng)向角為0°情況，A1區(qū)處于迎風(fēng)面高點(diǎn)區(qū)域。氣流撞擊模型檐口，氣流被分離。上層空氣向下流動(dòng)，下層空氣向上流動(dòng)，在屋頂迎風(fēng)面兩側(cè)匯合，在屋檐局部區(qū)域形成負(fù)壓。這兩種作用疊加使A1區(qū)產(chǎn)生最大平均風(fēng)壓。在向下通風(fēng)方向，空氣重新附著在屋頂上，因屋頂向上傾斜，故屋頂上正壓力較小。4)在r≥1.00Djet時(shí)，隨徑向距離增加，大部分分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)(絕對值)都呈先增大后減小趨勢，在r=1.25Djet時(shí)出現(xiàn)最大平均風(fēng)壓。5)平均風(fēng)壓系數(shù)沿高點(diǎn)連線方向的變化梯度在r=1.00Djet時(shí)最大；沿高點(diǎn)連線的平均風(fēng)壓變化梯度隨徑向距離增加逐漸減小。6)r≥1.00Djet時(shí)，正壓區(qū)集中體現(xiàn)在C1區(qū)，中間正壓區(qū)的區(qū)域大小隨徑向距離增加而減小。正壓區(qū)的平均風(fēng)壓系數(shù)普遍都小于0.2，可見r≥1.00Djet時(shí)，正風(fēng)壓對此類屋蓋表面風(fēng)壓影響很小。

圖10 不同徑向距離下屋蓋表面風(fēng)壓分布Fig. 10 Wind pressure distribution on the roof under different radial distances

圖11 為不同徑向距離下每個(gè)分區(qū)平均風(fēng)壓變化趨勢，對于A1、A2、D2三個(gè)迎風(fēng)面區(qū)域，由于徑向距離對該區(qū)域錐形渦影響較大，導(dǎo)致該三個(gè)區(qū)域的風(fēng)壓系數(shù)變化趨勢很明顯，在到達(dá)1.25Djet產(chǎn)生最大平均風(fēng)壓之后，風(fēng)壓系數(shù)穩(wěn)定減小。分析變化趨勢最大的A1區(qū)：1)r=1.25Djet時(shí)，A1區(qū)的平均風(fēng)壓系數(shù)是r=1.00Djet時(shí)的1.5 倍；2)r>1.25Djet時(shí)，平均風(fēng)壓系數(shù)減小速度近30%。r≥1.00Djet時(shí)，隨著徑向距離增大，除了迎風(fēng)面的三個(gè)區(qū)域，其他區(qū)域的風(fēng)壓系數(shù)基本趨于穩(wěn)定，說明在r≥1.00Djet時(shí)，徑向距離對此區(qū)域影響小。

圖11 不同徑向距離下各分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)Fig. 11 The average wind pressure coefficient of all zones under different radial distances

3.2 風(fēng)向角對屋蓋風(fēng)壓系數(shù)的影響

為研究風(fēng)向角對模型表面風(fēng)壓分布影響，試驗(yàn)選取了徑向距離為1.00Djet和1.25Djet時(shí)、風(fēng)向角為0°～90°(每15°遞增)的工況進(jìn)行研究。

3.2.1 不同風(fēng)向角下菱形馬鞍面屋面風(fēng)壓變化

如圖12 所示：1) 風(fēng)向角為0°時(shí)，迎風(fēng)面的A1、A2和D2區(qū)平均風(fēng)壓云圖呈現(xiàn)向兩邊分開的花瓣?duì)睿瑲饬髟陂芸谧矒舴蛛x出的錐形渦對這三個(gè)分區(qū)產(chǎn)生影響較大，形成的旋渦產(chǎn)生風(fēng)吸力，迎風(fēng)高點(diǎn)A1區(qū)分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)達(dá)到-1.99；2) 氣流沿著建筑物高點(diǎn)連線流向背風(fēng)面，風(fēng)吸力減弱，氣流在C3區(qū)域附近再附著，局部產(chǎn)生正壓。再附著氣流撞擊屋面后，再次分離，導(dǎo)致C1區(qū)部分產(chǎn)生負(fù)壓。

圖12 不同風(fēng)向角下屋蓋表面風(fēng)壓分布(r=1.25Djet)Fig. 12 Wind pressure distribution on the roof under different wind directions (r=1.25Djet)

隨風(fēng)向角繼續(xù)增大屋面表面風(fēng)壓變化情況：1) 風(fēng)向角增大到15°和30°時(shí)，A2區(qū)開始形成負(fù)壓，正壓區(qū)轉(zhuǎn)向D3區(qū)；2)風(fēng)向角增大到45°時(shí)，模型側(cè)面正對來流方向，氣流撞擊側(cè)面產(chǎn)生豎向的分離泡，在迎風(fēng)低點(diǎn)的B1區(qū)域產(chǎn)生最大平均風(fēng)壓，該分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)為-1.07，θ=60°時(shí)最大分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)也出現(xiàn)在B1區(qū)域，最大值為-1.16；3) θ=75°時(shí)，最大負(fù)風(fēng)壓在迎風(fēng)面A2區(qū)，是由于迎風(fēng)低點(diǎn)趨于中心線，氣流在側(cè)面區(qū)域開始加速；4)風(fēng)向角為90°時(shí)，菱形馬鞍面低點(diǎn)正對來流方向，由于分離氣流從馬鞍面低點(diǎn)區(qū)域向上凸方向流動(dòng)時(shí)會產(chǎn)生加速效應(yīng)，導(dǎo)致兩側(cè)開始產(chǎn)生較大負(fù)壓，沿兩側(cè)區(qū)域平均風(fēng)壓呈先增大后減小趨勢，到兩側(cè)高點(diǎn)前出現(xiàn)衰弱，負(fù)壓值開始下降。

3.2.2 不同風(fēng)向角下屋蓋各分區(qū)平均風(fēng)壓變化

分析各分區(qū)風(fēng)壓能更好找到屋面最不利位置，分析不同風(fēng)向角下分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)變化，可看出每個(gè)區(qū)域最不利風(fēng)向角及所有工況下最不利區(qū)域。圖13～圖15 分別列出各分區(qū)上風(fēng)壓系數(shù)變化，對角區(qū)、邊區(qū)和中區(qū)分別進(jìn)行分析。

圖13 不同風(fēng)向角下角區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)Fig. 13 The average wind pressure coefficient of the lower corner area at different wind direction angles

圖15 不同風(fēng)向角下中區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)Fig. 15 Average wind pressure coefficient in the middle zone under different wind direction angles

角區(qū)分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)變化最大，如圖13：1) A1在θ=0°時(shí)處于迎風(fēng)面，風(fēng)吸力最大，產(chǎn)生的負(fù)風(fēng)壓最大。A1區(qū)的風(fēng)壓系數(shù)隨著風(fēng)向角的增大而減小。在1.25Djet時(shí)，0°角建筑物檐口產(chǎn)生嚴(yán)重的流動(dòng)分離，故風(fēng)向角在0°～30°時(shí)，A1區(qū)風(fēng)壓變化速度很快。2) B1區(qū)是低點(diǎn)連線上的角區(qū)，在45°左右時(shí)風(fēng)壓最大。分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)隨著風(fēng)向角的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。60°時(shí)，氣流撞擊屋蓋側(cè)面，產(chǎn)生風(fēng)向較為復(fù)雜，1.25Djet時(shí)的B1區(qū)風(fēng)壓繼續(xù)增加。3)風(fēng)向角為0°～60°時(shí)，C1區(qū)一直處于整個(gè)模型后方，受再附著氣流后撞擊產(chǎn)生小旋渦影響，處于較小負(fù)風(fēng)壓狀態(tài)。75°和90°時(shí)，氣流在模型側(cè)面從低點(diǎn)到高點(diǎn)向上沖擊，C1區(qū)負(fù)風(fēng)壓越來越大。4) D1區(qū)最大平均風(fēng)壓系數(shù)在-0.5 附近，出現(xiàn)在θ=0°工況下。隨風(fēng)向角增大D1區(qū)距離變大，分離氣流產(chǎn)生風(fēng)吸力作用減小，平均風(fēng)壓系數(shù)減小。

邊區(qū)分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)變化見圖14：1) A2區(qū)在75°時(shí)風(fēng)壓最大，此時(shí)氣流從低點(diǎn)分離后加速經(jīng)過了A2區(qū)。在不同徑向距離下，地面風(fēng)速不同，在75°時(shí)氣流撞擊屋蓋產(chǎn)生的渦有較大差異，此時(shí)兩種徑向距離下A2區(qū)差異較大。2) B2區(qū)最大風(fēng)壓出現(xiàn)在90°，此時(shí)氣流從B1區(qū)正面沖擊，在頂點(diǎn)氣流向兩邊分離，加上90°時(shí)氣流從低點(diǎn)向上，到頂點(diǎn)前有加速作用。3) C2區(qū)最大風(fēng)壓出現(xiàn)在90°，但與B2區(qū)不同，氣流翻過高點(diǎn)在C2區(qū)已經(jīng)減速，故C2區(qū)的風(fēng)壓略小于B2區(qū)。4) D2區(qū)最大平均風(fēng)壓出現(xiàn)在θ=0°時(shí)，分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)近1.1，隨風(fēng)向角增加，D2區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)減小。

圖14 不同風(fēng)向角下邊區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)Fig. 14 The average wind pressure coefficient of the lower edge area under different wind direction angles

中區(qū)分區(qū)風(fēng)壓系數(shù)變化趨勢見圖15：1) A3位于菱形馬鞍面的中間區(qū)域，0°的時(shí)候A3區(qū)處于A1后方，由于氣流分離作用迅速減小，導(dǎo)致該區(qū)域負(fù)風(fēng)壓較小。風(fēng)向角增大，高點(diǎn)連線偏移，迎風(fēng)面高度逐漸降低，A3區(qū)逐漸暴露在迎風(fēng)口，在45°左右時(shí)負(fù)風(fēng)壓達(dá)到最大，風(fēng)向角繼續(xù)增加，A3區(qū)到迎風(fēng)口距離變大，負(fù)風(fēng)壓降低。2) B3區(qū)負(fù)風(fēng)壓呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，最大風(fēng)壓系數(shù)達(dá)-0.8。3) C3區(qū)域在風(fēng)向角變化下，隨與迎風(fēng)面距離增大，負(fù)風(fēng)壓逐漸增大。4) 在風(fēng)向角為30°時(shí)，氣流撞擊模型側(cè)面，氣流分離后在該區(qū)域再附著，故在D3區(qū)產(chǎn)生較小正壓。

由于菱形馬鞍面原點(diǎn)中心對稱，所以選取的0°～90°可以推出各區(qū)域在所有風(fēng)向角下的風(fēng)壓分布狀況。總體來說，角區(qū)在某些風(fēng)向角下都會出現(xiàn)較大的負(fù)風(fēng)壓，分區(qū)最大平均風(fēng)壓系數(shù)超過-1.9；邊區(qū)負(fù)風(fēng)壓雖然略小于角區(qū)，但是部分分區(qū)平均風(fēng)壓系數(shù)超過-1.2；中區(qū)產(chǎn)生的風(fēng)壓最小，平均風(fēng)壓系數(shù)都不超過-1.0，相對安全。

4 分區(qū)風(fēng)載體型系數(shù)

下?lián)舯┝髟诮Y(jié)構(gòu)周圍產(chǎn)生的風(fēng)場與傳統(tǒng)大氣邊界層風(fēng)不同，且菱形馬鞍面屋蓋形狀特殊，故需通過風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)對屋蓋風(fēng)載體型系數(shù)進(jìn)行相應(yīng)計(jì)算。根據(jù)文獻(xiàn)[24]方法，將風(fēng)洞試驗(yàn)常用公式(式(2))和規(guī)范[25]中的公式(式(3))相結(jié)合得出式(4)。

其中：usi為某一測點(diǎn)的風(fēng)載體型系數(shù)；cz取值根據(jù)文獻(xiàn)[25]；zR為參考高度(取模型高度)；z為測點(diǎn)高度； α為地面粗糙度。

分區(qū)的風(fēng)載體型系數(shù)等于該區(qū)域所有測點(diǎn)的風(fēng)載體型系數(shù)乘測點(diǎn)從屬面積，且進(jìn)行加權(quán)平均[25]，見下式：

取r=1.25Djet時(shí)的數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，表3 為在不同風(fēng)向角下各分區(qū)的風(fēng)載體型系數(shù)，由式(5)計(jì)算得出?？煽闯?，整個(gè)菱形馬鞍面基本以風(fēng)吸力為主，角區(qū)風(fēng)載體型系數(shù)更大，最大風(fēng)載體型系數(shù)是處于高點(diǎn)的A1區(qū)；由于氣流在迎風(fēng)檐口處分離復(fù)雜，各分區(qū)差距大。

表3 屋面各分區(qū)風(fēng)載體型系數(shù)Table 3 Wind load shape coefficients of roof areas

5 結(jié)論

本文利用沖擊射流對下?lián)舯┝鬟M(jìn)行模擬，針對菱形馬鞍面研究其屋蓋風(fēng)壓特性，并研究徑向距離和風(fēng)向角對屋蓋各區(qū)域風(fēng)壓的影響，得出結(jié)論如下：

(1)r=0Djet時(shí)屋面受正壓作用，由于能量的耗散，所有測點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)都在0.95 左右。當(dāng)r>0.75Djet時(shí)，風(fēng)吸力主要是由氣流分離產(chǎn)生的，氣流撞擊屋蓋前緣產(chǎn)生了旋渦脫落，屋蓋表面以負(fù)風(fēng)壓為主，故其屋蓋進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需著重考慮屋蓋掀起破壞。

(2)風(fēng)向角對屋蓋風(fēng)壓的影響很大，下?lián)舯┝鳑_擊不同的風(fēng)向角下建筑物會產(chǎn)生不同的氣流分離情況，屋蓋高點(diǎn)處于迎風(fēng)面時(shí)其氣流分離最為嚴(yán)重。試驗(yàn)中風(fēng)向角為0°時(shí)產(chǎn)生最大平均負(fù)風(fēng)壓出現(xiàn)在41 號測點(diǎn)，其最大平均負(fù)風(fēng)壓系數(shù)為-2.44。所有分區(qū)最大平均負(fù)風(fēng)壓是在此工況下的A1區(qū)，其系數(shù)為-1.99。故結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮風(fēng)向角對菱形馬鞍面屋蓋風(fēng)載影響及屋蓋局部加強(qiáng)。

(3)屋面整體平均風(fēng)壓系數(shù)(絕對值)隨風(fēng)向角增大而增大。菱形馬鞍面中間區(qū)域在各工況下平均風(fēng)壓系數(shù)較小，屋面最不利位置在高點(diǎn)連線的兩個(gè)角區(qū)，當(dāng)來流向正對高點(diǎn)連線(風(fēng)向角為0°)，A1 區(qū)會產(chǎn)生最大平均風(fēng)壓。

(4)相比較而言，角區(qū)和邊區(qū)的風(fēng)載體型系數(shù)更大，最大達(dá)到-2.75，建議進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)對菱形馬鞍面四周區(qū)域進(jìn)行局部加強(qiáng)。