下?lián)舯┝髯饔孟麓罂缙轿菝娴臉O值風(fēng)壓分析

汪之松， 向 明， 江水靈， 唐陽(yáng)紅

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045;2.重慶大學(xué) 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045)

下?lián)舯┝魇且环N在地面或者近地面附近引起災(zāi)害性強(qiáng)風(fēng)的下沉氣流[1]。據(jù)研究表明，世界上許多地區(qū)出現(xiàn)的極值風(fēng)速均由陣風(fēng)、雷暴風(fēng)等瞬態(tài)風(fēng)產(chǎn)生[2]，而許多大跨平屋面建筑的高度處于下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面風(fēng)速極值變化范圍內(nèi)，對(duì)此類結(jié)構(gòu)有極強(qiáng)的破壞力。我國(guó)建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)人員主要是根據(jù)GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[3]假定風(fēng)壓呈高斯分布前提下采用陣風(fēng)系數(shù)方法計(jì)算大跨平屋面建筑的極值風(fēng)壓，而大跨平屋面建筑來流分離區(qū)及尾流區(qū)域處風(fēng)壓具有極強(qiáng)的非高斯特性[4-9]，在假設(shè)風(fēng)壓高斯分布前提下會(huì)低估結(jié)構(gòu)部分區(qū)域極值風(fēng)壓。另外，下?lián)舯┝髋c大氣邊界層風(fēng)剖面差別極大[10]，建筑周圍流場(chǎng)變化更加復(fù)雜，所以在下?lián)舯┝髯饔孟麓祟惤ㄖ锏目癸L(fēng)能力顯得尤為不足。

目前，國(guó)內(nèi)外研究大跨結(jié)構(gòu)屋面峰值風(fēng)壓算法的成果較多。早期，以Davenport[11]為代表基于風(fēng)壓高斯分布和穿越理論，提出峰值因子法計(jì)算建筑物表面極值風(fēng)壓。后續(xù)研究中，由于大跨屋面部分區(qū)域的非高斯特性，Kareem等[12]在假定風(fēng)壓高斯分布的基礎(chǔ)上提出考慮風(fēng)壓系數(shù)高階統(tǒng)計(jì)值(峰度、偏度)的Hermit轉(zhuǎn)化多項(xiàng)式去計(jì)算峰值因子，進(jìn)而對(duì)風(fēng)壓極值進(jìn)行估計(jì)。Sadek等[13]基于轉(zhuǎn)換理論，假設(shè)非高斯分布風(fēng)壓極值滿足極值Ⅰ型分布(Gamma分布)，以累計(jì)概率密度函數(shù)映射方法計(jì)算極值風(fēng)壓。Huang等[14]在Sadek等的基礎(chǔ)上提出TPP(translated-peak-process,TPP)法，假設(shè)髙斯極值分布符合瑞利分布，使高斯分布和非高斯空間中的累計(jì)概率分布值相等，將高斯過程的峰值映射到非高斯過程的峰值上。

部分學(xué)者研究了下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ砻骘L(fēng)壓極值特性，Letchford等[15-16]通過反向沖擊射流裝置模擬穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝鳎接懥说桶菝嬖诓煌瑥较蚓嚯x下風(fēng)壓分布情況。Chen等[17]研究了平屋面在移動(dòng)微沖擊波作用下的動(dòng)力響應(yīng)，結(jié)果表明射流速度與微下?lián)舯┝髌絼?dòng)速度對(duì)風(fēng)壓系數(shù)峰值有顯著影響。汪之松等[18]研究了不同失跨比、高跨比、跨度、風(fēng)向角等參數(shù)下受沖擊風(fēng)作用屋面表面風(fēng)壓分布規(guī)律。汪之松等[19-20]通過數(shù)值模擬及沖擊射流試驗(yàn)對(duì)低矮建筑在下?lián)舯┝髯饔孟陆ㄖ砻骘L(fēng)壓進(jìn)行研究。然而，在下?lián)舯┝髯饔孟拢梅逯狄蜃臃ㄓ?jì)算大跨屋面極值風(fēng)壓的相關(guān)研究較少。

因此，本文通過沖擊射流下的剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)，測(cè)得8種不同徑向距離下大跨平屋面表面風(fēng)壓系數(shù)，分析下?lián)舯┝髯饔孟麓罂缙轿菝姹砻娴姆歉咚固匦?，?jù)此劃分風(fēng)壓非高斯區(qū)域。利用TPP法計(jì)算屋面在不同徑向距離下的峰值因子分布，分析不同徑向距離下大跨屋面極值風(fēng)壓變化規(guī)律。

1 沖擊射流試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)工況及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)在浙江大學(xué)沖擊射流裝置上進(jìn)行，射流噴口直徑為Djet=600 mm，噴口與底板相距H=1 160 mm，出流風(fēng)速為Vjet=12 m/s，試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽鐬?00 mm×100 mm×40 mm，由于真實(shí)下?lián)舯┝髦睆皆趲装俚綆浊祝员敬畏€(wěn)態(tài)沖擊射流試驗(yàn)中噴口直徑為0.6 m，風(fēng)場(chǎng)尺度和模型幾何縮尺比均取值為1∶1 000。試驗(yàn)中分別測(cè)R=1.00Djet、1.25Djet、1.50Djet、1.75Djet、2.00Djet、2.25Djet、2.50Djet、3.00Djet位置處大跨平屋面建筑表面測(cè)點(diǎn)的風(fēng)壓，如圖1所示。建筑物試驗(yàn)?zāi)Ｐ捅砻婵偣膊贾?5個(gè)測(cè)壓點(diǎn)，其中屋面布置25個(gè)測(cè)點(diǎn)，其余各面各布置15個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)壓點(diǎn)分布如圖2所示。

圖1 大跨平屋面測(cè)壓試驗(yàn)布置Fig.1 Arrangement of long-span flat roof cover pressure test

圖2 測(cè)壓點(diǎn)布置圖Fig.2 Arrangement of measuring points

1.2 試驗(yàn)流場(chǎng)特性分析

將試驗(yàn)風(fēng)場(chǎng)與現(xiàn)有經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛯?shí)測(cè)風(fēng)剖面數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性。試驗(yàn)中對(duì)于豎向和水平風(fēng)剖面的測(cè)定采用熱線風(fēng)速探頭采集數(shù)據(jù)，對(duì)于豎向風(fēng)剖面的測(cè)定選取測(cè)點(diǎn)為R=1.00Djet、1.25Djet、1.50Djet位置處豎向高度為10 mm、12 mm、16 mm、18 mm、20 mm、22 mm、25 mm、30 mm、45 mm、60 mm、75 mm、90 mm、120 mm、150 mm、180 mm，對(duì)于豎向風(fēng)剖面的測(cè)點(diǎn)，分別測(cè)定不同徑向距離下豎向高度為9 mm和12 mm時(shí)的風(fēng)速時(shí)程。圖3(a)給出R=1.00Djet、1.25Djet、1.50Djet位置處豎向高度的無量綱風(fēng)剖面，試驗(yàn)結(jié)果與Letchford等[21]物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。圖3(b)給出徑向距離R=1.00Djet時(shí)豎向高度z=9 mm、12 mm位置處的無量綱水平風(fēng)速剖面，在達(dá)到極值風(fēng)速前，與14JY1684實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)[22]吻合較好，越過最大風(fēng)速后，試驗(yàn)中衰減段的風(fēng)速值較大，主要原因是氣流未充分發(fā)展或與實(shí)際地表粗糙度的差別以及實(shí)測(cè)風(fēng)剖面測(cè)定中可能受到風(fēng)暴移動(dòng)和環(huán)境風(fēng)等干擾因素的影響，但總體看來與以往壁面射流物理試驗(yàn)值相差較小，因而認(rèn)為本次沖擊射流試驗(yàn)的風(fēng)場(chǎng)較為可靠。

(a) 豎向風(fēng)剖面比較

(b) 徑向風(fēng)剖面比較圖3 試驗(yàn)結(jié)果、實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)及經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ惋L(fēng)剖面比較Fig.3 Comparison of wind profiles between test results, measured data and empirical models

由于篇幅有限，本文中僅給出R=1.5Djet,z=9 mm與R=2.0Djet,z=20 mm，如圖4(a)、(b)所示。從圖中可以看出，由于試驗(yàn)中沒有模擬實(shí)際下?lián)舯┝魍暾陌l(fā)展過程，采集下?lián)舯┝鞒墒祀A段時(shí)各測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速時(shí)程，所以各測(cè)點(diǎn)風(fēng)速表現(xiàn)出平穩(wěn)性。

(a) R=1.50Djet,z=9 mm

(b) R=2.00Djet,z=20 mm圖4 不同測(cè)點(diǎn)風(fēng)速時(shí)程圖Fig.4 Wind speed time history diagram at different measuring points

1.3 數(shù)據(jù)處理

試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)(Cpi(t))時(shí)程采用風(fēng)壓系數(shù)基于大氣邊界層風(fēng)洞計(jì)算方法得出平穩(wěn)風(fēng)壓系數(shù)表達(dá)式如下

(1)

式中:Pi(t)表示測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓時(shí)程值；P∞(t)表示參考點(diǎn)靜壓時(shí)程值；ρ為空氣密度，本次試驗(yàn)取值為1.15 kg/m3；t為計(jì)算時(shí)刻；i為測(cè)點(diǎn)編號(hào)。為排除試驗(yàn)環(huán)境影響，參考點(diǎn)取沖擊射流裝置噴口處。試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)均方根(脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù))(Cpi,rms)按下式計(jì)算

(2)

式中:N為測(cè)點(diǎn)采樣的總數(shù);Cpi,mean為平均風(fēng)壓系數(shù)。

2 屋面風(fēng)壓非高斯特性研究

通過分析穩(wěn)態(tài)沖擊射流試驗(yàn)下各測(cè)點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程曲線，得到了不同徑向距離下平屋面表面測(cè)點(diǎn)標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)壓系數(shù)的概率密度分布，并與標(biāo)準(zhǔn)高斯分布對(duì)比，圖5、6給出了較為典型的符合高斯分布和不符合高斯風(fēng)布的兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)對(duì)比。從圖5和圖6中可以看出在沖擊射流試驗(yàn)中，風(fēng)壓系數(shù)波動(dòng)類似于邊界層風(fēng)場(chǎng)(平穩(wěn)風(fēng)場(chǎng))，沿平均風(fēng)壓系數(shù)上下波動(dòng)。在該穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝髯饔孟?，氣流沖擊地面形成的環(huán)形渦掠過結(jié)構(gòu)物時(shí)，在大跨平屋面建筑表面形成漩渦并發(fā)生渦的脫離和再附著現(xiàn)象，結(jié)構(gòu)表面部分測(cè)點(diǎn)標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)壓系數(shù)表現(xiàn)出不同類別的不對(duì)稱性，體現(xiàn)出部分測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓的非高斯特性。

(a) R=1.25Djet時(shí)測(cè)點(diǎn)T13

(b) R=2.00Djet時(shí)測(cè)點(diǎn)T1圖5 典型高斯及非高斯風(fēng)壓信號(hào)Fig.5 Typical Gaussian and non-Gaussian wind pressure signals

(a) R=1.25Djet時(shí)測(cè)點(diǎn)T13

(b) R=2.00Djet時(shí)測(cè)點(diǎn)T1圖6 風(fēng)壓概率密度分布Fig.6 Probability density distribution of wind pressure

上述風(fēng)壓時(shí)程直接比較法雖然較為直觀，但屬于定性研究，本文運(yùn)用高階統(tǒng)計(jì)量法確定屋面測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓高斯和非高斯分區(qū)。由于非高斯信號(hào)概率密度函數(shù)難以獲取，在實(shí)際運(yùn)用中通常采用三階矩和四階矩來描述其概率密度函數(shù)特征，分別稱為偏度(Sk(i))和峰度(Ku(i))，表達(dá)式如下

(3)

(4)

偏度值體現(xiàn)風(fēng)壓概率分布非對(duì)稱性，以偏度值等于0為判定界限。當(dāng)偏度小于0時(shí)，風(fēng)壓信號(hào)概率分布較高斯分布比呈右偏態(tài)，反之，呈左偏態(tài)。峰度值描述風(fēng)壓概率風(fēng)布豎向偏離高度，以峰度值等于3為判定界限,當(dāng)峰度值小于3時(shí)，分布較高斯分布更為平坦，尾部較細(xì)，反之，其概率分布比高斯分布尖削，尾部更粗。但是，由于風(fēng)場(chǎng)的隨機(jī)特性、類別的變化及結(jié)構(gòu)形式的多樣性，高斯分布的偏度及峰度沒有一個(gè)固定的判定值，現(xiàn)有的邊界層風(fēng)場(chǎng)中大跨屋面不同的非高斯風(fēng)壓系數(shù)偏度及峰度評(píng)判值如表1所示。從表中可以看出，在常規(guī)邊界層風(fēng)中學(xué)者對(duì)于不同結(jié)構(gòu)體型及試驗(yàn)風(fēng)壓分布特性提出不同的評(píng)判值，但大體數(shù)值變化不大，峰度判定值一般在3.6左右，偏度判定值相差范圍也在0.3上下浮動(dòng)。

表1 邊界層風(fēng)中不同建筑類別的非高斯判別值Tab.1 Non-Gaussian discriminant value of different building types in boundary layer wind

本文參考邊界層風(fēng)場(chǎng)中大跨屋面非高斯分區(qū)的判定標(biāo)準(zhǔn)，即滿足偏度和峰度變化趨勢(shì)不偏離和在自身變化范圍內(nèi)概率保證度接近，并結(jié)合下?lián)舯┝黝愶L(fēng)場(chǎng)特性及本次試驗(yàn)不同徑向距離下非高斯風(fēng)壓分布特性。將|Sk|>0.8且|Ku-3|>0.6作為測(cè)點(diǎn)的高斯區(qū)域與非高斯區(qū)域的劃分標(biāo)準(zhǔn)。

表2給出在下?lián)舯┝髯饔孟虏煌瑥较蚓嚯x處屋面典型測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的峰度及偏度值。G表示高斯區(qū)域，NG代表非高斯區(qū)域?？梢钥闯觯?1)在不同徑向距離下相同測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓可能展現(xiàn)出不同高斯與非高斯特性；(2)測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓非高斯特性的強(qiáng)弱性隨徑向距離的改變而變化；(3)對(duì)不同徑向距離下各個(gè)測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓非高斯特性進(jìn)行分析，可以得出高斯區(qū)域一般位于平屋面中間區(qū)域，非高斯區(qū)域位于屋面四周邊緣，屋面邊緣測(cè)點(diǎn)T1、T10、T15、T19、T25風(fēng)壓偏度與峰度值較大，屋面邊緣處非高斯特性較強(qiáng)。綜合分析不同徑向距離下各測(cè)點(diǎn)的非高斯特性強(qiáng)弱性，得出下?lián)舯┝髯饔孟麓罂缙轿菝娼ㄖ咚古c非高斯分區(qū)如圖7所示，其中D1、D2為屋面邊緣寬度。與邊界層風(fēng)相比，下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中屋面的邊緣處部分測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓具有非高斯特性，屋面中央?yún)^(qū)域少數(shù)測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓同樣具有非高斯特性。

表2 下?lián)舯┝飨挛菝娴湫蜏y(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)偏度及峰度值Tab.2 Wind pressure coefficient skewness and kurtosis value at typical measuring points of roof under downburst

圖7 下?lián)舯┝髯饔孟麓罂缙轿菝娼ㄖ咚古c非高斯分區(qū)Fig.7 Gaussian and non-Gaussian zoning of large-span flat roof structures under the action of downburst

3 屋面極值風(fēng)壓

3.1 峰值因子

GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中在假設(shè)風(fēng)壓高斯分布前提下，根據(jù)高斯分布的概率密度函數(shù)計(jì)算峰值因子，并認(rèn)為保證率達(dá)到99.38%下取值為2.5。采用Davenport理論計(jì)算峰值因子，其計(jì)算式如式(5)所示

(5)

(6)

式中：T為時(shí)間周期(本文中選取我國(guó)規(guī)范的風(fēng)壓時(shí)距為600 s)；v0為越零率。在本次穩(wěn)態(tài)沖擊射流試驗(yàn)中，按Davenport理論計(jì)算結(jié)果如圖8(a)所示，得出在不同徑向距離下峰值因子數(shù)值變化較小，均在4.5～5.0，均大于我國(guó)規(guī)范中的取值。

(a) Davenport法峰值因子數(shù)值

(b) TPP法峰值因子數(shù)值圖8 平屋面測(cè)點(diǎn)峰值因子數(shù)值Fig.8 The crest factor value of the measuring point of the flat roof

由于沖擊射流試驗(yàn)下結(jié)構(gòu)表面部分測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓的非高斯特性，按規(guī)范取值及Davenport法計(jì)算結(jié)果會(huì)低估結(jié)構(gòu)表面部分區(qū)域極值風(fēng)壓。在非高斯風(fēng)壓極值估算領(lǐng)域主要有Hermit多項(xiàng)式轉(zhuǎn)換方法(HPM)及累計(jì)密度函數(shù)映射法兩種方法。HPM適用范圍有限，即：軟化過程(峰度)滿足Ku≥3+(1.25Sk)2，硬化過程 (峰度)滿足[23]Ku≥1.25+(1.35Sk)2。本文穩(wěn)態(tài)沖擊射流試驗(yàn)中大多數(shù)偏度呈現(xiàn)為負(fù)偏態(tài)，且大多不在HPM適用范圍內(nèi)，因此該方法不適用于穩(wěn)態(tài)沖擊射流試驗(yàn)結(jié)果分析。故本文利用TPP法計(jì)算平屋面測(cè)點(diǎn)峰值因子。該方法在Sadek和Simiu提出的累積密度函數(shù)映射方法的基礎(chǔ)上，將風(fēng)壓峰值作為映射對(duì)象。假定高斯過程的風(fēng)壓峰值由瑞利分布生成、風(fēng)壓母體假定為Kernel核密度分布，然后使高斯分布和非高斯空間中的累計(jì)概率分布值相等，再將高斯過程的峰值映射到非高斯過程的峰值上，最終估算得到下?lián)舯┝髯饔孟路歉咚癸L(fēng)壓峰值因子。利用該方法計(jì)算本文試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)峰值因子，其結(jié)果如圖8(b)所示，可以得出：(1)前文劃分的高斯區(qū)域測(cè)點(diǎn)及側(cè)風(fēng)面邊緣區(qū)域峰值因子較小，與Davenport法計(jì)算的結(jié)果比較符合；(2)在背風(fēng)面到迎風(fēng)面之間，由于非高斯特性強(qiáng)弱性的變化，在不同徑向距離下峰值因子數(shù)值都有相同的變化規(guī)律：先減小再增大，且數(shù)值在3.99～9.29。

3.2 極值風(fēng)壓系數(shù)

峰值因子法是通過風(fēng)壓系數(shù)樣本函數(shù)的平均值(Cpi,mean)和標(biāo)準(zhǔn)差(Cpi,rms)，按一定保證率確定的峰值因子(gd)計(jì)算極值風(fēng)壓系數(shù)(Cpi,rms)，該沖擊射流試驗(yàn)中平均風(fēng)壓均為負(fù)風(fēng)壓，其極小值風(fēng)壓系數(shù)計(jì)算公式為

Cpi,peak=Cpi,mean-gdCpi,rms

(7)

圖9給出沖擊射流試驗(yàn)中，使用TPP峰值因子法計(jì)算6種不同徑向距離下平屋面極值風(fēng)壓系數(shù)?？梢缘贸?，下?lián)舯┝髋c大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)不同，屋面極值風(fēng)壓與建筑物位置有密切的關(guān)系，極值風(fēng)壓均表現(xiàn)為負(fù)壓。由圖9(a)、(b)、(c)可知，迎風(fēng)及背風(fēng)邊緣區(qū)域極值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值較大，在側(cè)邊緣兩處較小。圖9(a)中，由于來流在迎風(fēng)側(cè)邊緣環(huán)形渦脫離、分離現(xiàn)象在邊緣位置產(chǎn)生風(fēng)壓較強(qiáng)的非高斯特性，迎風(fēng)邊緣極小值風(fēng)壓絕對(duì)值達(dá)到最大值，為3.16，最小值位于側(cè)邊緣，為1.21。圖9(b)中，當(dāng)徑向距離R為1.25Djet時(shí)，由于背風(fēng)邊緣區(qū)域處氣流波動(dòng)較大，其最大脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)達(dá)到0.40，導(dǎo)致該區(qū)域非高斯特性較強(qiáng)而產(chǎn)生較大的峰值因子，在其邊緣處極小值風(fēng)壓絕對(duì)值達(dá)到最大值，為3.59。圖9(c)中，徑向距離R為1.50Djet時(shí)，極小值風(fēng)壓分布情況和徑向距離為1.00Djet和1.25Djet時(shí)相同，其極小值風(fēng)壓絕對(duì)值最大值，為3.16，位于背風(fēng)面邊緣區(qū)域。圖9(d)、(e)、(f)中，R為1.00Djet、2.50Djet和3.00Djet時(shí)，極小值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值明顯低于前三種工況，其極小值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值最大值都位于屋面背風(fēng)邊緣及迎風(fēng)邊緣，其最大值依次為2.99、2.33、1.59，且左側(cè)邊緣處極小值絕對(duì)值均較小。在后續(xù)研究中，發(fā)現(xiàn)屋面極小值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值最大值隨徑向距離的增加而變化的情況如圖10所示?？梢钥闯鑫菝鏄O值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值最大值隨著徑向距離的增加先增大再減小，并在徑向距離R為1.25Djet時(shí)達(dá)到最大，為3.59，在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中可以把該徑向位置的風(fēng)壓作為最不利情況進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

(a) R=1.00Djet

(b) R=1.25Djet

(c) R=1.50Djet

(d) R=2.00Djet

(e) R=2.50Djet

(f) R=3.00Djet圖9 下?lián)舯┝飨虏煌瑥较蚓嚯x時(shí)平屋面極值風(fēng)壓系數(shù)Fig.9 The extreme wind pressure coefficient of flat roof under different radial distances under downburst

圖10 極小值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值隨徑向距離的變化Fig.10 The absolute value of the minimum wind pressure coefficient varies with radial distance

4 結(jié) 論

基于沖擊射流風(fēng)場(chǎng)的大跨度平屋面建筑測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)，并引入TPP法分析屋面風(fēng)壓峰值因子，得出下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中大跨度平屋面建筑物頂面的極值風(fēng)壓特性如下：

(1) 下?lián)舯┝髯饔孟?，?duì)風(fēng)壓系數(shù)三階矩和四階矩分析，給出非高斯區(qū)劃分標(biāo)準(zhǔn)：|Sk|>0.8且|Ku-3|>0.6。綜合8種徑向距離處大跨建筑屋面各個(gè)測(cè)點(diǎn)的非高斯特性，得出非高斯區(qū)域位于屋面邊緣處，高斯區(qū)域位于屋面中央?yún)^(qū)域。

(2) 下?lián)舯┝髯饔孟?，使用Davenport法計(jì)算屋面測(cè)點(diǎn)的峰值因子在不同徑向距離下變動(dòng)不大，均在4.5～5.0。TPP法計(jì)算峰值因子，非高斯區(qū)域峰值因子明顯高于高斯區(qū)域，取值范圍在3.99～9.29。

(3) 使用TPP峰值因子法計(jì)算6種不同徑向距離處平屋面極值風(fēng)壓系數(shù)，所得的極小值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值較大的區(qū)域均位于非高斯區(qū)域。屋面整體極小值風(fēng)壓系數(shù)絕對(duì)值最大值隨著徑向距離的增加先增大再減小，徑向距離R為1.25Djet時(shí)達(dá)到最大值。