大型双面广告牌面板风压特性的试验研究

汪大海， 程 浩， 张玉青， 徐 康

(1.武汉理工大学 土木工程与建筑学院, 武汉 430070； 2.西安建筑科技大学 土木工程学院, 西安 710055)

大型双面广告牌面板风压特性的试验研究

汪大海1， 程 浩1， 张玉青2， 徐 康1

(1.武汉理工大学 土木工程与建筑学院, 武汉 430070； 2.西安建筑科技大学 土木工程学院, 西安 710055)

近年来户外大型广告牌发展迅速，其强风下的风致损坏也时有发生。针对这类特殊开敞板式结构的风压特性，通过大型风洞测压试验研究，全面分析了各风向角下面板表面净风压的统计分布特征，给出了面板风压系数的分布规律；考察局部风压的非高斯特性，采用Hermite矩方法计算了非高斯测点的极值风压；最终给出了面板风压分区及对应的设计参数。该研究为大型广告牌结构的抗风设计提供基础数据和分析依据。

双面广告牌；风洞试验；风压系数；非高斯特性；极值风压

近年来，大型单立柱户外广告牌已成为我国户外广告设施新的主要形式，广泛地建造于市区、高速公路以及铁路等周边。常见的广告牌形式有双面和三面两种，高度通常在15～50 m，主要受力构件为钢管柱、钢管梁和型钢支架，面板为镀锌钢板。独特的结构形式造成这类广告牌结构极易遭受风灾的破坏，由于其往往位于交通要冲，破坏所造成的人员伤亡及财产损失和城市感观影响较大，已成为一种典型的城市风易损性结构，相关报道屡见不鲜。图1为台风后某城市广告牌的破坏。相对于大型广告牌结构的大规模的建设与使用，它们的抗风研究亟待展开。

已有的国内外户广告牌结构风荷载特性研究对象还主要限于单面自立式广告牌。最早，Letchford等[1-2]

图1 广告牌面板被剥离Fig.1 The plates of billboard are stripped

通过风洞试验研究得出了不同高宽比、间隙率和遮挡等的单板广告牌的阻力和表面法向风压系数，并被多个国家规范的抗风设计所采纳[3-4]。近年来，宋芳芳等[5]开展了广告牌风灾调查研究。金新阳等[6-7]通过准定常数值模拟计算了单立柱广告牌平均风压及易损性概率。Smith等[8]通过不同间隙率、高宽比的风洞试验考察了双面箱型LED广告牌整体阻力与扭矩系数分布规律。顾明等[9]进行了双面和三面广告牌风压分布特性的风洞试验研究。目前，针对大型单立柱广告牌这类特殊的开敞式板式结构，尚缺乏对面板净风压特性及分布规律的全面掌握，尤其是作为广告牌结构设计控制载荷的面板极值风压，其取值直接关系到广告牌结构的抗风性能。

在围护结构风压的非高斯特性方面，Kareem等在Winterstein的基础上，采用Hermite多项式开展了非高斯风压极值的研究[10-11]。叶继红等[12]对大跨屋盖脉动风压的非高斯特性进行了研究并给出了高斯与非高斯分区；楼文娟等[13]通过风洞试验研究了超高层建筑脉动风压的非高斯特性； Ding等[14]对非高斯风荷载效应的三种极值评估方法进行了比较分析；田玉基等[15]研究了非高斯过程峰值因子的简化计算公式。

鉴此，作者选取了国家建筑标准设计图集[16]中双面广告牌为原型，制作刚性测压模型，根据风洞试验结果分别研究了广告牌面板在不同风向角下平均风压、极值风压的分布规律，讨论了面板表面风压分布的非高斯特性对面板进行分区，进一步给出了分区设计风压系数的取值，相关结论可为双面户外独立柱广告牌的设计提供基础数据和分析依据。

1 风洞试验

1.1 模型参数及测点布置

双面独立柱广告牌结构尺寸如图2所示。面板尺寸为5 m×14 m，高度为18 m。板面偏斜角度θ=4.5°，模型几何缩尺比为1∶20，试验采用了两块相同的木板组成的薄壁盒子分别模拟每一块面板的正反两面，共计A、B、C和D。四个面上测压孔的位置保持一致。考虑到风压分布在气流分离处的变化，测点布置采取了边密中疏、满布对称的方式，单侧面板表面布置90个测点，总测点数为90×4=360个，如图3所示。

图2 双面广告牌原型Fig.2 The prototpye of double-plates billboard

图3 双面广告牌模型试验风向角及测点布置Fig.3 Model configurations and locations of pressure taps

1.2 风洞及风场模拟

试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室TJ-3大气边界层风洞中进行。在实际中，广告牌一般位于较为空旷的城市周边公路、铁路附近，因此，风洞试验模拟地貌介于我国“建筑结构荷载规范：GB 50009—2012”[17]中B类和C类之间，通过在试验段上游设置尖劈和粗糙元来实现。试验风速为10 m/s。试验模型以及风洞布置，如图4所示。风洞实际风场实测平均风和湍流度剖面，如图5所示。

图4 试验模型与风洞布置Fig.4 Wind tunnel and test model

图5 平均风剖面和湍流度剖面Fig.5 Mean speed and turbulence intensity profiles of Simulated boundary layer

1.3 试验工况

试验中结构来流风向角的规定，如图3所示。根据试验模型的对称性，选取试验风向角为-90°～90°，增量为15°，共13个风向角。风压数据的采集采用ESP-64HD型电子压力扫描阀，采样频率为300 Hz，每个工况的采样时长为135 s，则每个测点在每个工况下需采集40 500个数据，根据试验模型相似比，对应的实际采样时长约为10 min。

2 数据分析方法

根据试验测得的各点压力时程，可以直接计算得出各测点实际风压，需要指出的是，由于实际面板厚度很小，每点所承受的风力均为面板正反两面风力的合力，将一块面板正反两个表面的风压分开研究没有实际意义，因此，在以下的分析中，面板各测点的压力取面板内外两侧面相同位置测点压力的合力，即净风压。规定以指向面板结构方向的压力为正，反向为负。

各测点风压系数按式(1)计算

(1)

式中：i为测点号，i=1,2,…，90；Cpi为测点i风压系数时程、平均风压系数和极值风压系数，计算时对应的Pi为净风压时程、平均风压和极值风压，其中，极值风压取与该点平均风压符号相同的最大风压；ρ为空气密

度；Vref为参考点处的平均风速，本次试验取风场中1 m高度处实测平均风速，且该位置与模型顶部高度接近。风洞试验中湍流度稍有偏小，会使得脉动风压偏小，但不会对平均风压和气流分离后的面板负风压极值的测量结果有显著影响。

3 试验风压分布

3.1 平均风压

面板平均风压系数分布如图6所示。可以发现：

图6 面板平均风压系数分布Fig.6 The distribution of mean wind pressure coefficient on the plates

在-60°～-45°风向角下，迎风面板均为正压，大部分区域风压较小，右侧边缘处达2.2左右，为所有工况中的最大值；背风面板左下侧边缘出现最大负压-0.6。0°风向角下，迎风面板平均风压系数分布较均匀，为1.2～1.4，四周较小；背风面板平均风压亦为中间较大，周围较小。值得注意的是，在该工况下，背风面板所受到的风压为正值，即为与风向相反的压力，这与通常的建筑的风洞试验结果并不相同。由于面板并非封闭体系，两块面板之间空隙的存在使得面板内侧表面受到了较大的负压作用，面板两侧风压合成所得的净风压整体表现为压力。15°～75°风向角下，迎风面板左侧风压较大而右侧较小，背风面板以负压为主，60°风向角下右侧边缘达到-1.6，为所有工况中的最大值。

3.2 极值风压

图7为面板极值风压系数分布，图8为面板在所有风向角下最大正负极值风压分布，从图7和图8可知：迎风面板中心区域正压极值在0°风向角下达到最大，且大部分区域均为2.0，面板边缘正压极值在斜风向作用时达到最大，可达2.5；由于两块面板之间存在夹角，背风面板右侧处于开口较大的一侧，斜风向作用下迎风面板的阻挡作用较弱而使得右侧的负压极值大于左侧，右侧较大部分最大负压极值gt;-2.0，在60°风向角下可达最大值-2.5，左侧边缘稍小，为-1.4左右，背风面板中心负压较小，仅为-0.8。

值得注意的是，在所有风向角下，最大正负风压极值都出现在面板边缘和角部区域，面板设计时，对于这些部位应当考虑局部较大的风压系数，以提高设计的抗风可靠度。

图7 面板极值风压系数分布Fig.7 The distribution of extreme wind pressure coefficient on the plates

图8 面板最大极值风压系数分布Fig.8 The distribution of maximum extreme wind pressure coefficient on the plates

风压与测点从属面积相乘可得风力系数，每块面板所受风压的合力按式(2)计算

(2)

广告牌面板的整体合力风力系数为

CF(t)=(CF1(t)+CF2(t))cosθ

(3)

式中：Ai为测点i的从属面积；A为一块面板的面积。图9给出了整体风力系数与风向角关系曲线，图9中下标m、s、e分别表示平均风力、脉动风力和极值风力。

图9 结构整体风力系数Fig.9 The force coefficient of structure

3.3 风压的非高斯特性

图10给出了0°风向角下3个典型测点的风压系数时程及其概率密度分布，对于迎风面板中部测点，概率密度分布与标准高斯分布较为接近；对于背风面板边角区域，由于漩涡脱落的现象明显，并且测点风压存在较强的空间相关性，概率密度的分布比标准高斯分布更加尖削，并且明显地偏向一侧，表现出明显的非高斯特性；背风面板的中部区域受尾流影响较小，风压时程仍为高斯分布。斜风向作用下迎风面板的边缘区域也会表现出一定的非高斯特性。

为明确区分高斯和非高斯信号，需引入三阶和四阶统计矩，即偏度Sk和峰度Ku。对于非高斯信号的偏度和峰度值范围现有的研究中取值也不尽相同，基于对本次试验结果的分析并结合以往的研究，本文选取式作为判定非高斯分布的标准

|Sk|gt;0.5且|Ku|gt;3.7

根据该判别标准，可对面板进行高斯与非高斯分区。图11给出了几个典型风向角下测点偏度与峰度系数的分布，可见在0°风向角下，迎风面板测点的风压系数大多为高斯分布，而背风面板测点则多为非高斯分布；结合图10可知，在所有风向角下，非高斯测点多出现在面板边缘区域。

图10 典型测点的风压系数时程与概率密度分布Fig.10 The time history of pressure coefficient and probability distribution of typical points

图11 测点偏度与峰度系数Fig.11 Skewness and kurtosis of pressure coefficient

3.4 风压极值估计及设计分区

广告牌面板及连接结构的设计通常需要考虑最不利风荷载的影响，在不同的来流风向角下，面板风压及非高斯区域的分布也各不相同，因此即使在面板整体平均风压系数不大的情况下，往往由于面板局部极值风压系数偏大而导致面板连接的破坏，引起破坏后风压分布的变化，进一步引起整个面板的连续破坏。因此在进行面板连接结构设计时，需同时考虑风向角及局部极值风压。

为便于工程设计，国际上风荷载规范中围护结构设计风压计算的通常做法不采用峰值因子g，而是直接给出极值风压的期望Ce，即GCmean，对广告牌面板而言

Ce=Cmean+gCrms=GCmean

(5)

式中：Cmean和Crms分别为平均风压和脉动风压系数；g为峰值因子；G为阵风系数。“3.2”节给出了试验样本的极值，合理的极值需要采用极值理论对样本进行分析得到。Rice基于泊松假设和零值穿越理论，给出标准高斯过程u的极值概率分布

Fmax(u)=exp[-v0Texp(-u2/2)]

(6)

Davenport[18]在此基础上推导了对应于极值期望的峰值因子g的解析表达式

(7)

Holmes[19]的研究表明，对于非高斯风压过程，按照高斯过程假设得出的峰值因子取值明显偏小，非高斯分布的风压导致结构破坏的风险要比高斯分布的风压大15%～30%。因此非常有必要对非高斯风压的极值做出精确的估计。

对于所有非高斯风压时程，可先经过标准化处理为均值为0，方差为1的硬化或者软化标准非高斯过程x，再通过式(7)转化为标准高斯过程

(8)

式中：ξ(x)=1.5b(a+x/c)-a3；a=h3/3h4；b=1/3h4；c=(b-1-a2)3。h3和h4可由偏度Sk和峰度Ku计算得到。将u代入式(6)，再经过转换即可得到标准非高斯过程的极值分布，继而计算出极值风压的期望作为设计风压标准值。

为便于工程设计，可根据各测点的平均风压系数及非高斯极值的计算结果，结合各测点的从属面积对牌面板划分区域，并分别给出各区域平均风压系数和极值风压系数，在工程设计时即可直接取用。面板风压设计参数分区，如表1所示。图中阴影部分为非高斯区，g=4.5～7.0，空白部分为高斯区，g=3.5～4.5，表中数字为各区域平均风压系数Cmean，括号内为极值风压系数Ce，b和h分别为面板的宽度和高度。

表1 面板风压分区及风压参数

4 结 论

(1)除平行风向以外，迎风面板平均风压均为正值，在0°风向角下面板平均风压的均值达到最大。背风面板在0°风向角下为正值，不易发生受拉破坏，而在斜风向作用下面板右侧边缘负压较大，60°风向角下达到最大-1.6。±30°～±60°斜风向作用下，面板边缘更易出现较大的正负风压。

(2)极值风压的分布整体上与平均风压类似，面板边缘和角部的最大正负极值风压均大于中心区域，最大正压极值可达2.5。对于背风面板，右侧最大负压极值比左侧更大，60°风向角下可达-2.5，为最不利风向角，面板及连接构件设计时应予以关注。

(3)迎风面板和背风面板的风压均存在一定的非高斯特性，在估计风压极值时不可忽略。斜风向作用下迎风面板的边缘区域非高斯性较强，而背风面板边缘在所有风向作用下均表现出较强的非高斯性，尽管平均风压较小，在考虑其非高斯特性之后将得到较大的极值风压。

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Astudyofwindpressurecharacteristicsoflargedouble-platebillboardsthroughwindtunneltesting

WANGDahai1,CHENGHao1,ZHANGYuqing2,XUKang1

(1.SchoolofCivilEngineeringandArchitecture,WuhanUniversityofTechnology,Wuhan430070,China;2.SchoolofCivilEngineering,Xi’anUniversityofArchitectureandTechnology,Xi’an710055,China)

Double-plate billboards are destroyed by strong wind occasionally. Wind tunnel test was conducted to study wind pressure characteristics of this kind of open-plate structure. The statistical characteristics of net pressure distribution on the plates in different wind directions was comprehensively analyzed. The distribution of pressure coefficients on the plates were given. Non-Gaussian features on local regions were studied, and the extreme pressure was calculated using the Hermit moment method as well. Wind pressure regions and the corresponding design parameters were provided. This study may provide basic data and analysis for wind resistant design of double-plates billboards.

double-plates billboard; wind tunnel test; wind pressure coefficient; non-Gaussian characteristic; extreme wind pressure

国家自然科学基金(51478373)；同济大学土木工程防灾国家重点实验室开放课题(SLDRCE13-MB-04)

2016-01-19 修改稿收到日期： 2016-05-25

汪大海 男，博士，副教授，1978年生

TU312.1；TU317.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.22.027