附加构件对预制舱变电站建筑屋面角区风荷载影响的风洞试验

雷翔胜， 王彦峰， 王流火， 杨 易

(1.广东电网有限责任公司电网规划研究中心, 广东 广州 510600; 2.广东电网有限责任公司, 广东 广州 510600; 3.华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室, 广东 广州 510640)

在我国东南沿海地区，以双坡屋面造型为代表的低矮建筑较为常见，且在强风作用下发生风灾破坏带来的损失巨大，其抗风问题不容忽视[1]。根据以往风灾现场的调查结果，低矮双坡屋面建筑在风灾下的破坏主要为迎风屋面转角、屋檐边缘和屋脊等易损部位的破坏，以及屋盖的整体或局部破坏进而引发建筑的整体倒塌[2]。在对低矮建筑风荷载分布特性的研究中，美国德州理工大学提出的TTU建筑模型[3](Texas Tech University Building Model)是最具代表性的研究对象。国内外基于此模型开展了一系列研究，结果表明屋顶倾角、长宽比、风向角等因素均对建筑表面风压分布有较大影响，如屋面大部分区域的分区体型系数负压值随着屋面坡度的增大而减小[4]，45°斜风向角下屋面长宽比增大会使山墙附近负压增大[5]，60°斜风来流工况通常比90°来流工况对屋面更加不利[6,7]。众多学者也探讨过低矮建筑屋面的一些局部构造对此类建筑表面风荷载的影响，如特定外形的挑檐[8]、女儿墙结构[9]、屋脊与厝头的组合[10]，发现它们都可以一定程度上减小建筑檐角和屋脊附近的负压。若能合理设计此类局部构造，则可以优化低矮建筑屋面的风压分布。

随着国家能源建设的快速发展和技术升级，能快速生产和搭建的模块化电力设备得到了青睐，具有代表性的为预制舱式变电站[11]。其外观通常也设计为低矮双坡屋面建筑的形式，因此针对预制舱的抗风优化设计同样可从在屋面设置附加构件入手。以往研究表明，传统的屋面构件(挑檐、女儿墙等)虽然也有一定的减小角区不利风荷载的效果，但其外形并没有结合所关注建筑的具体流动特性进行科学设计，因而优化效果存在一定局限性；且对于预制舱变电站这一类模块化设计建造的工业建筑而言，修改屋檐设计、在其屋脊上设置普通民居采用的女儿墙等传统构件，既不符合这一类建筑的功能要求，也不现实。因此，针对这一类新式工业建筑，探究科学合理的风荷载优化措施，具备一定的研究意义与工程价值。

本文以某工程预制舱变电站低矮建筑群为背景，根据这一类低矮建筑角区绕流特性，首先基于空气动力学原理，设计了一种新型三维曲面附加构件，并通过3D打印制作出实物模型。再将该构件安装在体型最大、风荷载最不利的综合舱模型屋面四角，并对常规的女儿墙式构件以及无构件的工况开展刚性模型测压风洞试验对比研究，选取其中0°，90°，30°这三个典型来流风向角工况进行分析，以研究在预制舱角区设置不同附加构件对舱体屋面角区局部风荷载的影响。

1 风洞试验概况

1.1 风洞试验模型

本文所研究的预制舱变电站项目低矮建筑群模型见图1，包括7个舱体，其中体型最大的为综合舱，其余包括GIS舱、电容器舱、生活舱等，体型相近。风洞试验模型采用的缩尺比为1∶50。由于综合舱体型相对最高大(屋顶高度为12 m)，根据双坡屋面建筑风荷载特性，预期其屋面风荷载相对其他舱体最不利，因此本文研究对象设定为综合舱。首先开展了预制舱建筑原型的风洞试验，然后在其屋面角区设置2种不同的附加构件，共设计了3种工况，每种工况进行了36个风向角下的刚性模型测压风洞试验(角度间隔为10°)。

图1 预制舱建筑模型示意

在综合舱屋面的4个角区设置了2种附加构件，一种为常规的类似于女儿墙的构件；另一种为基于空气动力学原理，专门设计的一种新型三维曲面附加构件(详见下文)，以探讨不同附加构件对综合舱屋面角区局部风荷载的影响。表1列出了风洞试验的3个工况。

表1 风洞试验工况

风洞试验模型中，参考TTU标准低矮建筑模型的测点布置方法[12]，在综合舱的屋面和侧面墙体各布置了230和264个风压测点。测点方案设计中，在屋面上风压梯度变化较大的角部区域做了测点加密处理，综合舱屋面局部测点布置见图2。

图2 预制舱屋面局部测点布置/mm

1.2 风场模拟

风洞试验在华南理工大学的风洞实验室进行，通过在风洞试验段上游设置适当的尖劈和粗糙元组合，以模拟我国现行GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》中的B类地貌大气边界层风场特性。预制舱变电站建筑群刚性模型测压风洞试验照片如图3所示，风洞模拟得到的平均风速剖面和湍流强度剖面如图4所示。

图3 风洞试验照片

图4 风洞模拟的平均风速和湍流强度剖面

2 角区附加构件设计

2.1 新型角区附加构件

研究表明，低矮建筑在强风下的破坏主要是在低矮建筑迎风前缘产生的柱状涡和屋面角区生成的锥形涡诱导产生的高值风荷载吸力[13]。特别在斜风来流工况下，屋面角区的绕流场复杂，包含一系列气流分离、锥形涡生成等现象。基于空气动力学原理，如能使空气流经建筑屋面角区时流线尽可能贴合壁面，则能抑制角区气流分离和锥形涡的生成，从而可减小屋面角区极值负压，即能优化建筑屋面的风荷载分布。基于这样的思路，要设计出这样的屋面角区空气动力学附加构件，首先需要获取建筑角区的流场信息。为此，本文设计了以下流程，采用计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)加以实现。

2.2 新型附加构件设计过程

屋面角区新型附加构件的设计过程分为以下步骤：

(1)建立预制舱低矮建筑群的CFD数值风洞模型，进行几个典型风向角下绕流场的模拟计算；

(2)将垂直于建筑正立面墙面风向工况的数值模拟结果导入CFD后处理工具中，进行流场可视化分析；

(3)选取预制舱屋面角区一侧垂直于屋檐方向的截面，绘制该截面的速度等值线云图，选取速度等值线云图中一个适中的速度等值线，作为目标流线；

(4)做多个平行的速度等值线云图，取每个云图中相同的速度流线，作一系列的目标流线，形成预制舱角区一侧三维曲面，预制舱角区另一侧曲面形成方式同理；

(5)将预制舱角区两侧的三维曲面进行合并运算，并适当修改其交界线及修剪轮廓使其圆滑，得到一个完整的流线型三维曲面，在曲面上适当开洞，满足排水的功能需要，然后通过3D打印技术制作出三维曲面附加构件的实物模型。

本文设计的新型三维曲面附加构件的详细尺寸如图5所示，为使构件能覆盖屋面角区锥形涡区域，其两侧直边长度取屋面山墙宽度的1/6～1/5，针对综合舱建筑约为1.5 m(实际尺寸)，并在构件上适当开洞，以减小附加构件自身的风荷载及满足屋面排水的要求。

本次试验中，还参考传统的女儿墙形式，设计了另一种开洞女儿墙附件构件用于对比试验。为了和以上新型三维曲面附件构件进行公平对比，女儿墙构件在角区每侧的长度与曲面构件相同，且竖直投影方向上挡风面积与三维曲面构件也大致相同，如图5b所示；同时，二者开洞面积与挡风面积之比也都保持约15%。图6a，6b分别为设计制作的新型三维曲面构件与女儿墙构件的实物图。图7为3种不同工况下预制舱的风洞模型实物图。

图5 两种角区构件尺寸示意/mm

图6 两种角区构件实物

图7 不同工况风洞模型实物

3 数据处理与结果分析

3.1 试验数据处理

(1)

(2)

对于低矮建筑，应尤其关注其屋面角区的峰值负压，采用峰值负压系数来评价这一指标，计算表达式为[15]：

(3)

(4)

3.2 结果分析

限于篇幅，在风洞试验工况结果中，仅选取最具有代表性的0°，90°，30°这3个风向角下综合舱屋面1～53号测点所在角部区域的测压风洞试验数据进行分析。对这类低矮建筑而言，屋面角区是风荷载最不利的区域，附加构件也是为缓解角区的风荷载而设计，因此针对所研究的问题，分析比较不同工况下角区局部风荷载特性即能说明问题。所分析工况的风向角及测点区域如图8所示(虚线框即为分析区域)。

图8 风向角定义及所分析屋面测点区域示意

3.2.1 0°风向角工况

图9为0°风向角下分别为无构件、曲面构件、女儿墙构件3种工况时，预制舱屋面角区部分测点区域的峰值负压系数分布云图。

由图9a工况1(无构件)风洞试验结果显示，研究区域的角区最大峰值负压系数达到约-2.7(本文中峰值负压系数按照习惯表达以绝对值比较大小)，且在左下角区域，等值线分布密集，说明该处峰值风压变化梯度很大，即在该处出现了强烈的角区旋涡现象。峰值风压系数沿来流风向从左到右整体上呈减小趋势，在右下角处最小峰值负压系数为-1.3。

图9b工况2(角区安放曲面构件)风洞试验结果显示，研究区域的峰值负压系数最大为-2.6，最小为-1.3，且在左下角区局部峰值风压等值线分布密度比无构件工况稀疏，说明在0°风向角下，曲面构件使得屋面角区的峰值负压分布梯度变缓，即有效减小了屋面角区的极值风荷载。

图9c工况3(角区安放女儿墙构件)风洞试验结果显示，研究区域的峰值负压系数最大为-2.1，最小为-1.2，比起无构件与曲面构件工况稍小，说明女儿墙构件也能显著减小屋面来流方向角区的峰值负压；相对而言，在0°风向角正吹工况下，其减小效果要比曲面构件稍优。

图9 0°风向角下屋面局部峰值负压系数云图

图10给出了0°风向角3种工况下屋面的局部测点峰值负压系数对比。

由图10可见，无构件工况的最大峰值负压系数达到了约-3.2(在云图中由于插值算法和图形显示原因，未显示个别测点结果)。编号为13，17，26号测点的峰值负压系数均较大，都在-2.6以上，参照测点布置图可见，上述几个测点处于0°风向角来流方向角区边缘位置，该处出现高负压极值是屋面前缘流动分流诱导产生的旋涡所导致。

图10 0°风向角下屋面局部测点峰值负压系数

相比之下，使用曲面构件和女儿墙构件后在上述角区测点处的峰值负压系数有所减小；且相对而言，在这一风向角工况下，女儿墙构件在整体上对于峰值负压系数的减小效果比曲面构件稍优，这与风压云图的结论一致。

3.2.2 90°风向角工况

图11为90°风向角3种工况下，预制舱屋面角区部分测点区域的峰值负压系数云图。

图11 90°风向角下屋面局部峰值负压系数云图

由图11a工况1风洞试验结果可以看出，屋面角区出现了风压变化梯度较大的区域，在角区的峰值负压系数最大达到了-2.6，远离角区区域逐渐减小，所研究区域的峰值负压系数整体上沿屋脊中轴对称分布。

图11b工况2风洞试验结果可以看出，两侧角区的风压变化梯度均变得更平缓，角区附近的最大峰值负压系数减小到了-1.9左右。

图11c工况3风洞试验结果可以看出，峰值负压系数整体分布与曲面构件工况类似。总体而言，在90°风向角下采用曲面构件和女儿墙构件均能有效减小屋面迎风方向角区的风荷载峰值负压。

图12给出了90°风向角3种工况下屋面的局部测点峰值负压系数对比。

由图12可见，无构件工况下屋面角区附近编号1～4，11～13，15～16号测点的峰值负压系数均在-2.3以上，其中1号测点最大达到了-3.4左右，表明90°风向角下在屋面角区也产生了较大的风压吸力。相比之下，曲面构件和女儿墙构件工况在研究区域测点的峰值负压系数在整体上都明显减小，在上述测点处表现尤为明显，均减小至-2.0以下；相对而言，曲面构件在这一风向角工况下，在上述测点区域的效果要略优于女儿墙构件。

图12 90°风向角下屋面局部测点峰值负压系数

3.2.3 30°风向角工况

图13为30°风向角3种工况下，预制舱屋面角区部分测点区域的峰值负压系数云图。

由图13a可见，在斜风来流风向角30°工况下，无构件时在屋面角区的峰值风压梯度很大，且在两侧均出现明显的旋涡生成和下泄卷脱区域，最大峰值负压系数约为-6.0，明显比0°及90°工况大，说明相比0°及90°正吹工况，30°斜风向来流对屋面角区风荷载更为不利。

图13b显示曲面构件工况下，斜风向迎风角区的峰值负压系数分布范围为-2.0～-4.5，且角区两侧的旋涡区域不再明显，所研究区域内风压的变化梯度整体上变得更平缓，说明曲面构件有效抑制了角区两侧旋涡的脱落现象。

图13c显示女儿墙构件工况下，斜风向迎风角区的峰值负压系数范围为-2.5～-4.5，效果与曲面构件类似。

图13 30°风向角下屋面局部峰值负压系数云图

图14给出了30°风向角下3种工况屋面的局部测点峰值负压系数对比。

图14 30°风向角下屋面局部测点峰值负压系数

由图14可见，30°风向角无构件工况下，屋面角区附近10，17，26，35号测点的峰值负压系数都超过了-7.0，其中26号测点最大达到了-12.0，说明在30°风向角下上述测点对风荷载极为敏感，其附近区域的屋面承受相当大的脉动风荷载吸力，斜风来流风向是对屋面角区风荷载更不利的工况。

值得注意的是，在曲面构件和女儿墙构件的工况下，上述测点的峰值负压系数都大幅减小至-4.0～-5.0。进一步对原始数据进行分布可得，采用曲面构件和女儿墙构件后，上述四个风敏感测点处峰值负压系数的平均值分别减小为无构件工况下的46%与55%，说明曲面构件在对屋面风荷载更不利的斜风来流工况下，在屋面角区测点区域对于峰值负压的减小效果比女儿墙构件更优，这验证了本文设计的新型三维曲面附加构件对优化低矮建筑角区风荷载的有效性和相对优势。

4 结 论

本文通过刚性模型测压风洞试验，研究了一预制舱变电站项目的低矮建筑群中综合舱屋面角区局部的风荷载分布和优化问题。针对屋面角区无构件、采用设计的新型三维曲面附加构件以及常规的女儿墙构件这3种工况，分析比较了0°，90°，30°这3个典型风向角下的结果，得到如下主要结论：

(1)角区无构件时，在0°，90°，30°风向角下综合舱屋面角区局部区域的峰值负压系数均较大，其中30°风向角下部分测点该值达到-12.0，远大于其他两种工况，表明对这类双坡屋面工业建筑，斜风来流风向角工况是屋面角区风荷载最不利的工况；

(2)在0°与90°正吹风向角工况下，采用文中设计的新型三维曲面构件及传统的女儿墙构件均能减小综合舱角区的峰值负压，曲面构件优化效果与传统的女儿墙构件接近；

(3)在30°斜风来流最不利风向角工况下，采用三维曲面构件与女儿墙构件均能大幅减小综合舱屋面角区局部的风荷载峰值负压。屋面角区设置三维曲面构件和女儿墙构件后，在受负压影响最大的几个风敏感测点处峰值负压系数的平均值分别减小到无附加构件结果的46%和55%，这表明相对而言，本文设计的新型三维曲面附加构件能更有效地优化低矮建筑在斜风来流最不利工况下屋面角区的风荷载分布。未来将对该新型构件的形态和参数进行进一步优化。