杭州萧山国际机场T4航站楼主楼屋盖风荷载的风洞试验与数值模拟研究

2021-12-11郑德乾潘钧俊

建筑结构 2021年23期

郑德乾，柳阔，全涌，陈华，潘钧俊

(1 河南工业大学土木工程学院，郑州 450001； 2 同济大学土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092； 3 中国建筑第八工程局有限公司，上海 200135)

0 引言

大跨空间结构广泛应用于机场航站楼、展览馆、体育馆等大型建筑中。此类建筑质量轻、跨度长、柔性大、自振频率低，属于风敏感结构，风荷载是结构设计主要控制荷载之一[1-2]。对于造型特异的大跨屋盖表面，我国现行《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012)[3]较难提供给出准确的风压分布规律和体型系数值。

目前，我国学者对大跨空间结构屋面的风荷载特性进行了广泛的研究。文献[4-7]通过风洞试验和数值模拟方法，研究了大跨结构屋盖表面的风荷载特性，得到了风压分布规律。文献[8]选取建筑现场实测和刚性模型风洞试验屋面风压数据作为比较标准，验证了CFD方法模拟低层大跨屋盖表面平均风压的可靠性，并讨论了湍流模型的选取对模拟结果的影响。文献[9-11]研究了周边建筑物对大跨结构屋盖表面风压的干扰效应，分析了周边建筑对大跨结构屋盖表面风压分布影响的机理。文献[12-13]基于风洞试验结果对大跨结构屋盖表面的风振响应进行了分析，得到了脉动风荷载作用下屋盖表面在各个风向角的响应规律。文献[14]采用ANSYS开发了大跨曲面屋盖风振系数和等效静力风荷载的计算模块，可迅速地为初步设计提供结构风振敏感部位。大跨空间屋盖多为地标建筑，形态各异，相应屋盖周围的流场及其表面风荷载也不尽相同，因此，对于拟建大跨屋盖风荷载取值，仍有必要进行相关有针对性的研究。

杭州萧山国际机场T4航站楼主楼屋盖采用“封边桁架+网架”的曲面空间结构体系(如图1(a)所示)，屋盖整体呈波浪形，屋盖长轴、短轴方向最大长度分别为466m和291m，最高点标高42.050m。本文综合采用刚性模型测压风洞试验和CFD数值模拟方法，研究了该航站楼主楼屋盖表面的风荷载分布规律，并结合CFD数值模拟所得屋盖周围的流场分析了其风荷载作用机理。

图1 风洞试验概况示意图

1 风洞试验和数值模拟方法

1.1 风洞试验

该屋盖的刚性模型测压风洞试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室TJ-3大气边界层风洞实验室中进行。试验模型为有机玻璃制作而成的刚性模型，具有足够的强度和刚度，如图1(a)所示，考虑了屋盖周边约1.65km直径范围内主要建筑的影响。模型几何缩尺比为1∶250，屋盖表面共布置666个测点。试验中，按照文献[15]的方法，模拟了B类风场，试验风场特性如图1(b)所示，其中湍流度Iu曲线代表湍流度沿着高度变化的风洞模拟值，右侧两曲线代表风速沿着高度变化的风洞模拟值跟规范建议的指数率值。图1(b)中U为各高度处的平均风速，U_ref为参考高度处的风速；风向角选取范围0°～345°，间隔为15°，共计24个风向角，如图1(c)所示，模型位于转盘中心，通过转盘的转动模拟不同来流风向。

1.2 数值模拟

CFD数值模拟基于ANSYS Fluent软件平台，模型缩尺比和风向角定义与1.1节中风洞试验保持一致。

计算域大小为260H(流向)×157H(展向)×12H(竖向)，其中H为屋盖表面中心高度。建筑周围采用非结构化网格，其他区域采用结构化网格，建筑和地面等壁面处网格加密，最小网格尺度0.005H，网格总数约780万。对本项目还进行了网格总数为918万的CFD数值模拟，两种不同网格总数的数值模拟结果基本一致，由于篇幅所限，仅给出网格总数为780万的CFD数值模拟结果。

湍流模型采用Realizablek-ε，压力-速度耦合采用SIMPLE算法，控制方程离散格式为二阶迎风格式，残差收敛标准为5×10-4。入流面采用速度入口，出流面采用压力出口边界条件，顶部及两侧采用对称边界条件，模型表面及地面采用无滑移壁面。

2 结果及分析

2.1 数据处理

屋盖表面测点i处的风压系数CPi采用梯度风压无量纲化，即：

(1)

式中：Pi为作用在测点i处的压力；P0和P∞分别是试验时参考高度(这里为梯度风高度)处的总压和静压。

分析中，分别用测点风压系数的平均值Cpi,mean和根方差值Cpi,rms表示测点i的平均风压系数和脉动风压系数。

将测点的平均风压系数Cpi,mean进行换算可得测点的体型系数μsi，即：

(2)

式中：zi为测点i实际高度；ZG和α分别为梯度风高度和地面粗糙度指数，对于B类风场，ZG=350m，α=0.15。

为便于结构抗风设计使用，通常将建筑表面划分为若干个分块，采用面积加权平均方法得到每个分块的体型系数μs,b，即：

(3)

式中：μzi和Ai分别为测点i的风压高度变化系数和对应的面积；μz,b和A分别为各分块中心位置处的风压高度变化系数和各分块的总面积。

2.2 屋盖表面风压系数随测点位置的变化规律

图2为风洞试验所得屋盖表面典型测点的平均风压系数和脉动风压系数随风向角的变化曲线及测点位置，由图可见：

图2 典型测点风压系数及测点位置图

(1)屋盖表面测点平均风压系数(图2(a))均为负值，说明屋盖表面总体表现为(向上的)风吸力。位于屋盖中间位置的3号测点，所有风向角下其平均风压系数值均相对较小，且随风向角变化不明显；而对于位于屋盖边缘位置的测点(图2(a)中除3号测点外的其他测点)来说，其平均风压系数值随风向角的变化均比较明显，对于大部分测点，当其处于迎风位置时呈现出了较强的风吸力，其中2号测点在75°风向角时平均风压系数的绝对值取得最大值(值为-0.65)，其次为270°风向角下的5号测点。

(2)屋盖表面不同位置处测点脉动风压系数(图2(c))随风向角的变化规律与平均风压系数(图2(a))类似。同样地，位于屋盖边缘的测点脉动风压系数受风向角的影响比较显著，当其在90°和270°风向角附近且处于上游迎风位置处时取得了较大的脉动风压系数值；而位于屋盖中部3号测点脉动风压系数值均较小且随风向角变化不明显。稍有不同的是，测点脉动风压系数最大值(值为0.21)是285°风向角时的5号测点，该测点在同一风向角下的平均风压系数也可达-0.57；对于2号测点，其脉动风压系数在105°风向角下取得最大值0.20，相应的平均风压系数为-0.56，当风向角为75°时，其脉动风压系数值也可达0.16。

以上分析表明，位于屋盖边缘位置的同一测点，当其处于迎风位置时，风吸力的均值和脉动值均相对较大，这是由于所研究的大跨屋盖边缘位置处来流流动分离较明显所致(将在第3节流场分析中给出)；对于屋盖的抗风设计来说，屋盖表面局部较大的风吸力均值能引起较大的局部上拔力，较大的风吸力脉动值则会导致该上拔力的数值大小变化剧烈，更容易导致该位置屋面板的局部受风破坏。

屋盖表面边缘位置测点在来流沿屋盖短轴方向时受到的风吸力较为显著，这里以取得平均风压系数和脉动风压系数较大值的两个风向角(75°和270°)为例，进一步分析风压系数随测点位置的变化规律，如图3所示，选取了两个典型截面，即：1)屋盖短轴的中心位置截面(1号和2号测点所在截面，图3(a)中line_1)；2)边缘位置截面(5号和6号测点所在截面，图3(b)中line_2)。由图2的分析可知，测点平均风压系数较大时，其脉动风压系数也较大，因此，这里仅分析选取截面的平均风压系数变化规律，作为对比，图3中还给出了相应的CFD数值模拟结果。由图3可见：

(1)考虑的风向角下，对于屋盖短轴中心位置截面(line_1)和边缘位置截面(line_2)上测点的平均风压系数均表现为处于上游迎风面位置测点具有最大风吸力，与其相邻的下游位置测点风吸力急剧减小，具有较大的风压梯度；随着测点位置继续向下游移动，风吸力呈现逐渐减弱的现象，风压梯度较为平缓。

(2)CFD数值模拟与风洞试验结果相比较，位于屋面迎风前缘与中部的测点平均风压系数数值比较接近，平均误差分别约为18.2%和17.5%；而位于背风边缘的测点平均风压系数数值相差较大，平均误差约为34.4%，这是该位置处气流的流动分离被过高估计所致[16]。整体上CFD数值模拟所得屋盖表面平均风压系数在分布规律上与风洞试验保持一致，其数值在屋盖表面不同位置吻合程度不同，位于背风边缘区域的测点与风洞试验数据相差略大，而其余位置测点比较吻合。总体而言，CFD数值模拟结果能够较好反映屋盖表面测点平均风压系数的变化趋势，数值上也能与风洞试验数据具有较好的一致性，从而说明了本文CFD数值模拟方法的可行性。

2.3 典型风向角下屋盖表面体型系数等值线分布

为更全面了解屋盖表面总体的风压分布情况，图4给出了风洞试验所得典型风向角(75°和270°)下屋盖表面的体型系数等值线，图中还给出了来流沿屋盖长轴方向的180°风向角结果。由图4可见：

图4 风洞试验屋盖表面体型系数等值线云图

(1)考虑风向角情况下，屋盖表面体型系数值基本为负值，即屋盖表面为风吸力；在屋盖迎风边缘位置体型系数值较大，其中屋盖表面的迎风边缘的角部突出位置取得最值，在75°风向角下其值达到-1.4。此外，这些边缘角部区域的体型系数绝对值变化梯度明显大于其他位置。局部数值较大且梯度变化较明显的风吸力更易导致边缘角部区域位置屋面板的风致破坏。

(2)由于屋盖表面外形沿长轴对称，其体型系数等值线在270°风向角下也呈现出对称分布的特征。在75°和180°风向角下，屋盖表面中部(图3(a)所示截面line_1位置附近区域)的体型系数绝对值略大于中部其他位置，这可能是由于该区域屋脊处具有凸起的外形(图1(a))所致。