基于CFD的某会展中心大跨屋盖结构体型系数研究

2019-11-29山东建筑大学魏晔杨大彬

中国勘察设计 2019年11期

■ 山东建筑大学魏晔杨大彬

同圆设计集团有限公司刘浩

计算流体动力学(CFD)的飞速发展，给风工程的研究手段带来了巨大的变革。与真实的建筑风洞相比，建筑数值风洞具有建筑模型几何外形数据前置处理灵活方便、能够满足各种相似准则、计算速度快、费用低、结果采集更为全面等方面的优点，因而是一个极具发展前景的领域[1]。本文采用数值风洞模拟的方法，对某会展中心大跨屋盖结构风荷载体型系数的分布规律作了研究，将计算结果与风洞试验数据做出对比，并针对该工程呈阶梯型错落分布的特点，得出相关结论。

图1 某会展中心效果图

该会展中心包含五个大跨屋盖，五个大跨屋盖的屋面高度呈阶梯状递增（图1），且展馆区域内拟建高层建筑及裙房，故风荷载的相互干扰效应明显。此外，会展中心屋盖呈波浪状起伏，屋盖周围悬挑出挑长度达3m，这在我国目前的规范中没有给出相应的风荷载体型系数。因此，需要对该构筑物周围的风场环境进行数值仿真模拟研究，从而更为精确地确定该构筑物结构的风荷载取值，同时需要与风洞试验结果进行对比，为主结构及维护结构设计计算提供依据。

1.数值风洞模型介绍

1.1 几何外形建模

图2 会展中心数值风洞外形模型

为保证在计算精度的基础上使网格划分容易实现，按原型尺寸进行建模，模型比例为1：1；同时，对会展中心大跨部分细部外形予以简化，将裙房简化为一圆柱体，柱高与实际工程相同。五个大跨屋盖所在的场地本身具有一定坡度，本模型将根据实际坡度变化情况，通过布朗运算在Gambit 网格划分软件中予以实现。图2为在auto CAD 中建立的建筑外形。

本模拟采用0°、45°、90°、135°、180°、225°、270°、315°共8个风向角进行计算分析，以模型南面为0°，风向依次逆时针旋转，示意图见图3。

图3 风向角规定示意图

1.2 计算域及网格划分方案

由于本模型同时包含高层建筑与大跨建筑，因此，计算域的宽度和高度应适当加大。计算域取4400m（长）×3220m（宽）×900m（高）。建筑群置于计算域前端的1/3处，最大阻塞率为1.18%，满足阻塞度＜3%的要求[2]。

为了提高运算效率，将整个计算流域划分为6个区域：建筑物附近为网格加密区，加密区尺寸为900m（长）×900m（宽）×375m（高），加密区体网格的元素主要采用四面体/混合网格（Tet/Hybird），网格类型为TGrid。从加密区的五个表面向外辐射出五个棱台，作为非加密区。建筑物表面网格边界间隔长度（Interval Size）为1.2m。

1.3 湍流模型及边界条件

湍流模型采用SST k-ω 模型[3]，模型入口边界条件为velocity-inlet，入口边界采用速度入口。按照我国《建筑结构荷载规范》，大气边界层风速剖面由公式（1）获得：

其中，U0、Z0表示标准参考点高度处的平均风速和标准参考点高度，我国相关规范规定标准参考点高度为10m。U0取值与风洞试验一致，为10m/s。表示建筑物所在地的地面粗糙度指数，本文统一按B 类地貌取为 =0.15。Z表示流场内某一点的高度，UZ表示该高度的平均风速。

入口湍流强度I(z)根据《建筑结构荷载规范》（GB50009- 2012）按公式（2）计算：

式中 =0.15，Zg=10m。

比耗散率由公式（3）获得：

上式中L 可取为水力直径，本模拟取为建筑群迎风面宽度。入口速度剖面和湍流强度剖面都通过UDF 与fluent 接口实现[4]。风速剖面和湍流强度剖面见图4、图5。

1.4 参考压力位置及收敛标准

选一个在计算域中远离流域边界且不受建筑模型影响的位置作为参考压力位置。本文模型中参考压力位置取为建筑物前方2m 左右。

图4 入口风速剖面

图5 入口湍流强度剖面

控制方程中对流项的离散格式均采用二阶迎风离散格式，压力速度耦合方式采用SIMPLEC 算法。欠松弛因子均取软件默认缺省值。启动所有变量的残差监视功能，残差收敛精度全部设置为1.0×10-4。与此同时，监测的表面平均体型系数基本不再发生变化时，认为计算结果已经收敛达到稳定[5]。

2.数值模拟结果

图6-图9是大跨屋盖在几个主要风向角下的速度矢量图和风压系数分布图。在0°风向角下，大跨屋盖大部分区域风压系数为负值，说明风荷载以吸力为主。由于风的爬坡效应，五个屋盖表面的风压随着屋盖高度的增加而变大。在屋盖前缘，流体发生分离而出现了很小的风压系数值，最小值达到-1.6左右。在图6中，可以在屋盖前缘观察到明显的流体分离现象，同时可以观察到背风面的环流。

在180°风向角作用下，屋盖大部分区域风压系数为负值。风压系数极小值出现在最高屋面迎风侧角部。受下山风的影响，由高到低五个屋盖表面风压系数呈现出逐渐减小的趋势。同样受到塔楼和裙房的干扰作用，高层附近风压分布较为杂乱。在风速矢量图中，可以观察到迎风面前端的驻涡。

图6 0°风向角下大跨屋盖风速矢量图

图7 180°风向角下大跨屋盖风速矢量图

在90°及270°风向角下，屋盖表面风压系数普遍较小。在90°风向角下，受到右侧坡形平台的影响，上部的三个屋盖迎风侧并未出现极小风力系数值。相比之下，下部的两个屋盖迎风侧气流分离现象明显。整个屋盖全部处于负压区。在270°风向角下，受到塔楼和裙房的干扰效应，裙房后面的屋盖部分风压等值线非常密集且杂乱无章，说明此处风场变化剧烈。

图8 90°风向角下大跨屋盖风压系数分布

图9 270°风向角下大跨屋盖风压系数分布

3.数值模拟与风洞试验结果的对比

图10-图13给出了0 °、315 °风向下屋盖平均风压系数与风洞试验结果的对比图。从图中可以看出，屋盖风力系数的整体分布情况与风洞试验吻合较好，其变化趋势基本一致；部分风向角下的风压系数数值也非常接近，但仍有一定差别。

图10 0°风向角下大跨屋盖风压系数分布(基于CFD)

图11 0°风向角下大跨屋盖风压系数分布(基于风洞试验)

图12 315°风向角下大跨屋盖风压系数分布(基于CFD)

分析产生误差的原因，首先，数值模拟所采用的湍流模型本身就存在着一定的近似性，用模式化的湍流方程去求解工程上常见的非定常流动，其误差难以避免。其次，有限的网格划分数量和计算硬件的容量，对于求解精度会产生一定的影响。再次，风洞试验的入口边界条件并不能完全符合式（1）、式（2），这与数值模拟又有所不同。此外，数值模拟所采用的建筑外形与风洞试验中的建筑外形不可避免地有所差异，这也会导致两者结果有所不同。