CAARC 高層建筑標準模型下擊暴流風洞試驗

辛亞兵 ，劉志文 ，陳浩

［1.風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082；2.湖南建工集團有限公司，湖南 長沙 410004；3.湖南建工交通建設有限公司，湖南 長沙 410004］

下擊暴流是常見的異特氣流，具有局地性、突發性、強破壞性的特點.由于下擊暴流沖擊而在地面附近產生較強水平氣流，對工程結構產生巨大的威脅［1］.2007 年7 月27 日，湖北省武漢市突發雷暴大風天氣，造成江夏區、黃陂區大量房屋倒塌［2］.2011 年1月29日，巴西帕拉州貝倫市一棟37層的建筑物因下擊暴流發生倒塌［3］.因此開展建筑結構在下擊暴流作用下的影響研究對建筑結構的安全十分重要［4］.近年來，國內外學者在研究下擊暴流風場特性的基礎上，利用平板等裝置進行下擊暴流邊界層風洞試驗.相對于下擊暴流發生裝置（主動控制多風扇風洞［5］、WindEEE 下擊暴流實驗室［6］和下擊暴流噴射模擬試驗裝置［7-8］），這種試驗方法具有建造方便、造價較低的優點，且可模擬較大縮尺比（范圍在1∶300 內）的下擊暴流風場.

目前已開展了一些下擊暴流風場及其對工程結構影響的風洞試驗研究.劉慕廣等［9］利用導流板進行了縮尺比為1∶50 的穩態雷暴場風洞試驗，以某鼓型角鋼塔為研究對象，進行了雷暴風和良態B 類場地下的結構響應和風振系數對比分析.研究結果表明：角鋼塔結構在雷暴風下的響應平均值、脈動響應一般比 B 類大氣邊界層風場作用響應高，且雷暴風最大風速處于塔頭高度時響應的增幅更顯著.鐘永力等［10］利用開發的下擊暴流試驗裝置進行了下擊暴流非穩態風場風洞試驗.研究結果表明：試驗模擬的下擊暴流時變平均風速較接近實際的下擊暴流風速數據.謝壯寧等［11］利用開發的下擊暴流試驗裝置進行了縮尺比為1∶300的下擊暴流穩態風場風洞試驗.研究結果表明，下擊暴流發生的相對位置對結構風壓系數影響較小.段旻等［12］利用傾斜平板進行了下擊暴流風剖面風洞試驗.Butler 等［13］利用平板在美國Notre Dame 大學赫斯特航空航天研究試驗室進行了下擊暴流穩態風場模擬試驗.通過調整平板與來流方向的交角，加速風洞中低部氣流，從而形成下擊暴流風剖面.Matsumoto 等［14］利用帶可開合葉片的百葉窗在直流風洞中進行了下擊暴流風場試驗，進而研究了圓形和矩形截面構件在下擊暴流風場下的風壓特性.同樣地，Aboutabikh 等［15］利用兩層帶可開合葉片的百葉窗裝置進行了風洞試驗，但是Aboutabikh模擬風場的幾何縮尺比為1∶1 000，縮尺比相對較小.

本文在前期研究的基礎上［16］，以國際標準建筑模型（Commonwealth Advisory Aeronautical Research Council，CAARC）為研究對象，設計并制作了幾何縮尺比為1∶200 的試驗模型，進行CAARC 模型在下擊暴流和大氣層邊界層風場作用下的風洞試驗，并對結構在下擊暴流和大氣邊界層下位移響應進行了分析.研究旨在為工程結構在下擊暴流作用下抗風性能研究奠定基礎.

1 試驗概況

1.1 試驗裝置

在湖南大學HD-2風洞進行CAARC模型下擊暴流風場和大氣邊界層風場下結構響應試驗研究.圖1為CAARC 模型下擊暴流風場試驗照片.下擊暴流試驗裝置由可調節角度的豎向斜板和可開合的水平板組成［16］.通過豎向斜板使風洞中下部氣流風速增大，上部氣流風速減小，從而形成下擊暴流風剖面；通過水平板的開合運動，在下擊暴流試驗裝置下游形成風速的瞬變，從而形成下擊暴流瞬態風場.圖2 為CAARC 模型大氣邊界層B 類風場試驗照片.來流風速V為均勻來流，位于風洞中下擊暴流試驗模擬裝置的上游.

圖1 CAARC模型下擊暴流風場試驗照片Fig.1 Photo of CAARC model test under the downburst wind field

圖2 CAARC模型大氣邊界層B類風場試驗照片Fig.2 Photo of CAARC model test under type B atmospheric boundary layer wind field

1.2 試驗模型設計

采用芯鋼梁和ABS 板加工制作了試驗模型，縮尺比為1∶200.圖3 為CAARC 原型與試驗模型.原型橫截面寬度為30.48 m，長度為45.72 m，高度為182.88 m［17］.由于試驗模型具有棱角，故放寬了雷諾數的模擬.表1為CAARC試驗模型設計參數.

表1 CAARC試驗模型設計參數Tab.1 Design parameters of CAARC test model

圖3 CAARC原型和試驗模型Fig.3 CAARC standard model of high-rise building and its test model

表2 為CAARC 原型與試驗模型前兩種模態的頻率和阻尼對比情況.由表2 可知，原型與試驗模型的理論頻率值、有限元計算值和實測值差值較??；此外，繞x軸和y軸一階彎曲振動模式的阻尼比分別為0.25%和0.49%，因此試驗模型滿足設計和試驗要求.

表2 CAARC原型與試驗模型前兩種模態的頻率和阻尼比Tab.2 Frequency and damping ratio of the first two modes of CAARC prototype and test model

1.3 試驗工況

表3 為CAARC 標準模型下擊暴流試驗工況.CAARC 標準模型試驗風偏角如圖3（b）所示.采用激光位移計來測試CAARC 標準模型頂部位移響應.在模型頂部截面的長邊布置激光位移計2，用來監測模型梁端x方向位移；在模型頂部截面的短邊布置激光位移計1，用來監測模型梁端y方向位移，如圖1、圖2 所示.激光位移計分辨率為0.2 mm，采樣頻率為200 Hz，可以進行200 mm 長距離測量，試驗時設定采樣時間為40 s.

表3 CAARC標準模型下擊暴流試驗工況Tab.3 CAARC standard model downhurst test conditions

2 下擊暴流風場試驗模擬

2.1 平均風速剖面

圖4為沿高度分布的下擊暴流風場測點布置圖.圖5 為試驗得到的下擊暴流水平風速剖面與經驗風剖面對比.由圖5 可知，試驗得到的下擊暴流風速剖面開始時風速隨高度的增加而增加，達到一定高度后，風速隨高度的增加而減小；大氣邊界層B 類風場風速剖面隨著高度的增加，風速一直隨之增加.試驗所得下擊暴流風剖面與下擊暴流經驗風剖面兩者吻合較好.

圖4 下擊暴流風場測點布置（單位：mm）Fig.4 Layout of measuring points for the downburst wind field（unit：mm）

圖5 試驗水平風速剖面與經驗風剖面比較Fig.5 Comparison between experimental horizontal wind speed profile and empirical wind profile

2.2 下擊暴流試驗風速時程

圖6 為當來流風速V=8.0 m/s 時，試驗得到測點P4 下擊暴流瞬變風速.從圖6 可以看出，時變平均風速分別在t=11.0 s 和22.0 s 處出現顯著峰值.監測點對應的最大瞬時風速為15.0 m/s.此外，第一個峰值的突變持續時間為12 s，對應于原型下擊暴流的持續時間為480 s，接近原型下擊暴流風速突變的持續時間為5～10 min［18-19］.

圖6 下擊暴流試驗瞬變風速Fig.6 Result of the experimental transient wind velocities of downburst

2.3 下擊暴流脈動風湍流度

下擊暴流湍流度Iu(t)可表示為：

式中：t為時間參數；σu(t)為脈動風速u在時距T內的標準差為時變平均風速.參考文獻［20-21］計算下擊暴流風速的方法，取時距T=30 s（折合時距為0.75 s）以計算脈動風速標準差σu(t)和時變平均風速.圖7（a）為不同測點試驗模擬下擊暴流的脈動風速湍流度隨時間的變化情況.從圖7（a）可以看出，在時間段Ⅱ（7.5～15.0 s）期間，脈動風速的湍流度分別比時間段I 和Ⅲ大.表4 為三個時間段不同監測點脈動風速湍流度特征參數的統計值.由表4 可知，在時間段Ⅰ和Ⅱ中，P1 和P2 的脈動風速的湍流度平均值大于P3～P7 的湍流度平均值.在時間段Ⅱ中，脈動風速的湍流度平均值在0.11～0.20 之間，接近文獻［22-23］推薦的湍流度平均值0.05～0.12.湍流度的最大值在0.21～0.38之間.

表4 下擊暴流試驗脈動風速湍流度的統計參數Tab.4 Statistical parameters of the turbulence intensities of the tested downburst fluctuating wind speeds

圖7 下擊暴流試驗風場湍流度Fig.7 Turbulence intensities of the fluctuating wind velocity of simulated downburst outflow

圖7（b）為下擊暴流試驗風場湍流度與經驗湍流度值對比.由圖7（b）可知，下擊暴流瞬態風速的湍流度大于下擊暴流穩態風場湍流度.下擊暴流瞬態風場湍流度的平均值約為0.17，略大于經驗值Iu=0.08～0.11［24］.此外，下擊暴流瞬態風場湍流度最大值的平均值約為0.28，接近文獻［25］建議值Iu=0.25.

2.4 下擊暴流脈動風功率譜

圖8 為來流風速為V=8.0 m/s 時，測點P4 下擊暴流瞬態風場測試的風速脈動風功率譜與《公路橋梁抗風設計規范》（JTG/T 3360-01―2018）［26］推薦的Simiu 譜之對比.由圖8 可知，在低頻部分，試驗脈動風功率譜值比規范譜［26］推薦的Simiu 譜值??；在高頻部分，試驗脈動風功率譜值比規范譜推薦的Si?miu 譜值偏低.

圖8 試驗脈動風功率譜與規范譜對比Fig.8 Comparison between the tested fluctuating wind powerspectrum under downburst transient wind field and code spectrum

3 CAARC 模型試驗結果分析

3.1 位移響應

試驗得到下擊暴流瞬態風場、穩態風場和大氣邊界層風場作用下CAARC 試驗模型位移響應.圖9為CAARC 模型頂部位移響應曲線（風偏角β=0°）.由圖9 可知，CAARC 試驗模型在下擊暴流瞬態風場、穩態風場作用下，模型頂部x、y方向位移幅值變化較大；大氣邊界層B 類風場下模型頂部x、y方向位移幅值變化較小.以來流風速V=8.0 m/s 為例，試驗模型在B-type BL、SD 和TD 風場下x方向的最大位移分別為-4.659 mm、6.142 mm 和-7.755 mm；試驗模型在B-type BL、SD 和TD 風場下y方向的最大位移分別為5.279 mm、10.077 mm和7.542 mm.

圖9 CAARC模型頂部沿x和y方向位移響應曲線Fig.9 Time histories of the displacements at the top of the CAARC model in x-and y-direction

3.2 位移響應譜

圖10 為CAARC 模型頂部位移響應譜.由圖10可知，在SD 和TD 風場下，CAARC 模型頂部x方向上的位移響應振幅明顯大于在B-type BL 風場下的CAARC 模型頂部x方向上的位移響應振幅.表5 為不同來流風速和不同風場下試驗模型位移響應主頻頻率.由表5 可知：①在相同風場下，不同來流風速下試驗模型位移響應主頻頻率變化不大.②在x方向，在TD 和SD 風場下位移響應主頻頻率平均值7.8 Hz，等于試驗模型實測x方向自振頻率7.8 Hz；在B-type BL 風場下，試驗模型位移響應主頻頻率平均值為7.3 Hz，與試驗模型實測x方向自振頻率相差6.4%，基本接近于試驗模型自振頻率.③在y方向，在TD 和SD 風場下位移響應主頻頻率平均值為7.2 Hz、7.1 Hz，與試驗模型實測y方向自振頻率相差8.8%、10.1%，這是由于試驗裝置主要模擬水平方向下擊暴流風場的緣故；在B-type BL 風場下，試驗模型位移響應主頻頻率平均值為7.6 Hz，與試驗模型實測y方向自振頻率相差3.8%，基本接近于試驗模型自振頻率.

表5 不同來流風速和不同風場下試驗模型位移響應主頻頻率Tab.5 Main frequency of displacement response of test model under different incoming wind speeds and different wind fields Hz

圖10 CAARC模型頂部沿x和y方向位移響應譜Fig.10 Amplitude spectra of the displacements at the top of the CAARC model in x-and y-direction

3.3 位移響應RMS值

為了研究風偏角對CAARC 試驗模型位移響應的影響，分析了風偏角β分別為0°、45°和90°時CAARC 模型的風致振動響應，并計算了模型頂部振動位移響應均方根RMS 值.圖11 為在不同風場和風偏角下，CAARC 模型頂部位移響應RMS最大值與來流風速關系曲線.其中橫坐標采用無量綱風速V/(fB)、V/(fL)（f為試驗模型沿x、y方向的測試頻率；模型橫截面寬度B=0.15 m，模型橫截面長度L=0.23 m），縱坐標采用無量綱位移y/B、x/L.從圖11（a）可以看出，隨著來流風速的增加，模型頂部x方向脈動風位移響應時變RMS 最大值隨之增大.在不同風偏角下，TD 和SD 風場CAARC 模型頂部x方向的位移RMS 最大值顯著大于B 類BL 風場下的CAARC 模型位移RMS 最大值.由圖11（b）可知，在不同風場和風偏航角下，CAARC 模型頂部y方向位移RMS 最大值表現了類似變化特征.

圖11 不同風場和風偏角下CAARC模型頂部位移響應RMS最大值與來流風速關系Fig.11 The maximum RMS displacement at the CAARC model top vs.incoming wind velocity for different wind fields and wind yaw angles

4 結論

利用下擊暴流模擬裝置在邊界層風洞中進行了下擊暴流風場試驗，在此基礎上進行CAARC 試驗模型在下擊暴流風場和大氣邊界層B 類風場下風洞試驗.可以得到如下結論：

1）開發的基于邊界層風洞的下擊暴流出流風速模擬試驗裝置可在大氣邊界層風洞中進行下擊暴流水平風速風場的模擬，可進行建筑結構在下擊暴流作用下的風洞試驗.

2）在相同風場下，不同來流風速對試驗模型位移響應主頻頻率影響不大.在x方向，在TD 和SD 風場下位移響應主頻頻率平均值為7.8 Hz，等于試驗模型實測x方向自振頻率7.8 Hz；在B-type BL 風場下，試驗模型位移響應主頻頻率平均值為7.3 Hz，與試驗模型實測x方向自振頻率相差6.4%，基本接近于試驗模型自振頻率.

3）CAARC 試驗模型頂部x、y方向脈動風位移響應時變RMS 最大值隨來流風速增大而增大.在不同風偏角下，下擊暴流瞬態風場、下擊暴流穩態風場下試驗模型頂部x、y方向的位移RMS 最大值分別大于大氣邊界層B 類風場下的試驗模型頂部x、y方向位移RMS最大值.

需要說明的是，本文研究了CAARC 高層建筑標準模型在下擊暴流與大氣邊界層風場作用下風振響應.后續將對不同風場作用下試驗模型風荷載特性作進一步研究.