结构风荷载数值模拟研究

1、 计算流体动力学在建筑工程中的应用主要涉及以下几个方面：1、建筑防火： 规范依据：标准火条件，结构的真实耐火极限与约束条件、荷载、空间位置及实际火灾特性等有关。火场模拟、大跨结构）2、建筑灭火： 涉及热、烟的输运和扩散，燃烧化学反应过程等，多相流问题；工程中用于优化灭火喷头的设计，以便产生灭火效果较好的水雾。3、采暖与通风4、建筑风环境设计：峡谷效应对行人的影响等。5、结构所受风荷载分析与研究 1、空气无时不与我们同在，空气的流动就是我们通常所说的风。风对处于其中的结构均存在荷载作用。对于超高层建筑，风载效应可达总效应的50以上。 2、风工程的研究方法包括现场实测、实验室模拟(主要是风洞模拟)

2、和理论分析（包括数值计算）。当前主要的研究手段仍为实验室模拟 。 3、目前，风洞试验面临着很多困难:(1)缩尺模型，一般比例在1:2001:1000之间, 较小构件的风载效应也无法正确得到; (2)在研究对雷诺数敏感的结构风载特性时面临困难（如有切角的塔状结构）； (3)正确模拟结构的动力特征是项艰难的工作。与风洞试验相比; (4)实践中不可能针对每个方案都进行风洞模拟试验 ; (5)不能对结构在罕遇风暴作用下的特性作出恰当的描述； 计算流体动力学(CFD)在风工程中的的应用为风荷载的研究提供了一个新的、有别于风洞试验和现场实测的研究手段。 课题以基于CFD技术的软件Fluent6.0为依托，

3、采用可以考虑雷诺应力方向性影响的、具有较高精度和通用性的雷诺应力方程湍流模型(RSM), 对独柱支承广告牌和开洞高层建筑结构等的静力风荷载进行了大量的数值模拟研究。 日本NEC大厦台湾高雄银行 新加坡IBM大厦南斯拉夫贝尔格莱德 Genex Tower1889年Gustafu Eiffel是将假设的风荷载作用于结构上。 二十世纪初，空气动力学得以创立。1940年塔科马窄桥(Tacoma Narrow Bridge) 事件。 4. 六十年代中期，出现了模拟大气边界层气流的结构风工程专用风洞。5. 1974年，the Journal of Wind Engineering创刊。 6. 1975年成

4、立“国际风工程协会”(International Association for Wind Engineering，简称IAWE) 。7. 第8届ICWE (1991)上几篇CFD论文得以入选论文集。8. 国内对风工程的研究起步相对较晚。CFD所依赖的控制方程在数学上为一组偏微分方程；几乎只能通过数值方法得到工程实际问题的解答。2. 计算一般必须湍流模型。3. 数值计算特点：（1）计算节点和单元数量巨大。（2）必须采用迭代算法求解。（3）求解方法与问题的具体特点密切相关。 4. CFD的应用还仅限于对流场平均特性的描述。1997年Selvam等采用LES对得克萨斯科学研究建筑进行了数值分析研究

5、，分析采用了三种不同的来流条件，结果表明对平均值的预测与实测结果均吻合较好，但对峰值压力，只有根据实测数据生成脉动来流条件的数值模拟结果与实测吻合较好。 1999年吴江航等采用CFX5.3(RSM模型)模拟了厦门国际银行大厦有相邻高层建筑物影响情况下的风压，得到了与实测在一定程度上较为相符的数值结果。目前已有科学工作者开始用CFD研究风结构相互作用问题，Tetsuro Tamura等对几何形状相对简单的柱体气动弹性行为进行了CFD研究，成功地再现了柱体各种振动和失稳现象(结构本身简化为用弹性元件支承的刚体)。牛顿流体本构方程：连续性方程：N-S方程：ijijjiijijijepxuxup2)(

6、0iixujjiiiixxuxpfdtdu2将湍流场看成是平均运动场和脉动运动场的叠加 ： 雷诺平均运动的连续性方程和运动方程：iiiuuupppi0jixuijijiijijiuuuxxpfxuutu2)(完整的雷诺应力输运方程)(jikkijuuuxC)(,jikikjkjikijTuuuuuxD)(,jikijLuuxD)(kikjkjkiijxuuuxuuuP)(ijjiijugugG)(ijjiijxuxupkjkiijDxuxuD,2)(2jkmmiikmmjkijuuuuF 上述各项依次为：对流、湍流扩散、分子扩散、压力产生、浮力产生、压力应变、粘性耗散和系统旋转产生项。 use

7、rijijDijijijijLijTijjiSFDGPDDCuut,)( /yvvu 45. 5)/ln(5 . 2/yvvu vu/ )/ln(yv 壁面函数法(左)和近壁面模式化法(右) 壁面函数法中，粘性影响内区不采用网格进行分辨、而是在壁面和充分发展湍流区之间引入半经验的壁面函数来建立联系。 非平衡壁面函数的主要出发点是：(1)采用Launder和Spalding提出的平均速度对数律强烈依赖于压力梯度；(2)双层模式思想被用于近壁面湍流动能相关量的计算。 在平均流场和湍流具有较大梯度和变化的复杂流场(包含分离、再附和冲击等现象)中，非平衡壁面函数可以给出更好的数值模拟结果。 根据相关资

8、料给出的湍流度数据表，对第1、2、3和4类地貌数据回归，分别得到了下述表达式：5069. 0)ln(0590. 03255. 0)ln(0357. 02453. 0)ln(0261. 02102. 0)ln(0231. 0zIzIzIzI20.533zzzz342. 0271. 0207. 0171. 0IIII20533zzzzZ为所论点距底面的高度。上述回归中的R2 依次为0.9655、0.9784、0.9953和0.9946。来流湍流特性通过直接给定湍动能和湍流耗散率值的方式给出： lkIzVk/09. 0,)(5 . 123432 入口来流条件：以具有代表性的地貌类别对应的大气边界层流

9、为来流条件进行计算。模型化后风剖面(模型比1:S)的表达式为：)10/()(10SzVzV 风场模拟中，我国现行规范还没有明确的湍流度要求，B、C和D类地貌的湍流强度分别采用澳大利亚规范中第2、3和4类地貌的。 来流边界处的风剖面)(zV、k和均采用 UDF 编程与 Fluent 接口实现。 Fluent6.0是美国Fluent.Inc公司推出的大型计算流体动力学(CFD)商业软件,是全球市场份额最大的CFD商业软件 。 目前，在Fluent6.0平台提供的使用说明书中没有涉及钝体绕流的算例，也没有明确地将建筑结构风荷载的模拟纳入该软件的适用范围内。 同济大学杨伟等采用标准和Realizabl

10、e k模型对一假想高层建筑进行了数值模拟，但与Baines(1963)的风洞试验结果相比，正面最大误差20%，在建筑背风面的很大区域上，计算风压系数仅为试验值的一半，结果并不理想。 (1) 较为通用，计算量大。是最为复杂的经典湍流模型。(2)可以考虑雷诺应力方向性的影响。(3)模型本身只适用于流场核心区，必须引入壁面函数以使RSM在近壁面区域具有适用性（非平衡壁面函数Non equilibrium wall functions)。 CFD问题最终集成为数量达数百万甚至上千万个线性方程的方程组的迭代求解过程 1972年由Patankar和Spalding提出SIMPLE 算法求解速度压力耦合方程

11、(Semi_Implicit Method for Pressure-Linked Equatations) 引入多重网格技术以消除数值计算误差的低频慢变项 采用有限体积法，为保证计算过程的数值稳定性，离散化处理控制方程时采用一阶迎风格式。考虑壁面存在对流场的影响，对于所研究的具有逆压梯度和回流现象的流场问题，利用非平衡壁面函数来修正RSM，以使RSM适用于近壁面区域 。 监测12个RSM下的控制方程迭代残余量和广告牌多个表面的压力系数变化，当所有控制方程的相对迭代残余量均小于5x10-4且同时监测得到的表面压力系数基本不发生变化时，认为所得流场进入了稳态。计算域出口条件：湍流充分发展，流场任

12、意物理量沿出口法向的梯度为零， 即：0n计算域壁面(针对风洞)及研究对象表面：无滑移； 右图为本章方柱体(1:1:8)计算域利用对称性以后的网格划分示意图(仅示出计算域对称面和底面上的网格)。 对b/h不是很大的独立墙体和与地面间隙较大的悬空广告牌，Fluent结果与试验结果吻合较好。b/h较大时，Fluent结果显示的平均压力系数CP随b/h的变化趋势与该文献试验结果恰好相反。在最不利来流方向角下，墙体端部总体平均最大风压系数Fluent计算值为3.0, 与实测得到的结果吻合较好。表3-1 独立墙体和广告牌的总体平均风压系数 Table 3-1 total mean pressure coe

13、fficients of freestanding walls and hoardings 序号 1 2 3 4 5 6 7 c/h 1 1 1 0.3 0.5 0.9 0.9 b/c 2 5 10 3 2 0.2 0.5 文献21 1.14 1.05 1.04 1.49 1.42 1.44 1.41 Fluent 1.15 1.42 1.56 1.54 1.44 1.18 1.57 表 3-2 独立墙体平均风压系数 Table 3-2 mean pressure coefficients of free-standings b/h 2 4 10 20 40 100 Cp 1.2 1.24 1

14、.32 1.38 1.62 1.78 2.00 独立墙体的风压系数取值，各国规范建议值不尽相同，在一些情况下存在较大的差异。早期根据均匀流场情况下的试验结果给出的CP如表3-2所示 对于b/c=的平板，CP计算平均值为与表3-2吻合较好的2.02。文献93针对两个实际墙体(b/h分别为10和18)进行了实测研究，测点沿竖向分别布置在距墙体端部5h和9h处，实测得到的CP平均值为1.581。文献93采用Phoenix软件(模型)计算得到的CP为1.59；本文Fluent6.0 (和RSM模型)得到的结果分别为1.57和1.612。 侧面 正面 背面 顶面 大气边界层流条件下，柱体正面压力系数沿高

15、度变化明显；而侧面和背面变化相对比较缓慢，压力分布比较均匀。在数值上，两者在正面和背面上吻合较好；在顶面上，Baines的结果未能反映出屋面前缘因漩涡生成和脱落引起的较大风吸力现象，Fluent则捕捉到了这一现象；对于侧面，试验值大于计算值。 相关文献和CFD计算表明，在侧面上，来流侧的风吸力系数应该大于另一侧的，由此可以推断：Baines在报告试验结果时，可能将侧面风压分布中的来流方向标反了. 表 3-4 162x162x600 方柱体风洞试验与 Fluent 计算结果 Table 3-4 Wind tunnel and Fluent results of square cylinder m

16、odel(162x162x600) 风洞试验 Fluent 序号 模型尺寸 倾覆力矩 风压系数 倾覆力矩 风压系数 1 162x162x600 -3.70Nm 1.02718 2 162x162x600 -3.99Nm 1.11045 -3.60Nm 0.985 大量试验得到的无限长方柱体的阻力系数为2.0左右。R.Frankie, W.Rodi采用RSM模型(应用了壁面函数)得到平均阻力系数为2.15。 采用LES方法，文献95得到的平均阻力系数只有1.65左右。 Fluent6.0按非稳态问题计算得到的长时段后的阻力系数在1.601.92之间变化，平均值1.76, 较试验值偏低。这一方面说

17、明了无限长方柱体绕流问题的复杂性，另一方面也暗示采用相同的方法，具体的算法和网格等因素也会对最终计算结果产生影响。 1 . 施 扰 和 受 扰 模 型 尺 寸 均 为100 x100 x600mm, 风洞断面1.8x1.8m，B类地貌。2. IFm定义为受干扰后的基底覆力矩与未受干扰的倾覆力矩之比。图 3-7 模型布置方案 Fig.3-7 Model layout Fluent结果与文献26的试验结果吻合较好，说明 Fluent6.0完全可以用于高层建筑静风荷载干扰效应的分析研究。 静风荷载下受扰建筑的弯矩干扰因子 IFm 序号 1 2 3 4 5 6 Sx, Sy 2b, 0 3b, 0 4

18、b, 0 5b, 0 8b, 0 5b, 1b 文献 26 -0.005 0.18 0.40 0.51 0.62 0.6 Fluent6.0 -0.05 0.13 0.32 0.48 0.615 0.618 序号 7 8 9 10 11 12 Sx, Sy 3b, 1.5b 5b, 1.5b 8b, 1.5b 5b, 2.5b -3b, 1.5b 12b, 2.5b 文献 26 0.88 0.77 0.71 0.97 0.91 0.87 Fluent6.0 0.92 0.82 0.78 0.98 0.89 0.90 1.只有当控制方程的迭代残余量少于指定值，且所研究对象各表面的压力系数基本不发

19、生变化时，才可认为流场进入了稳态。 2.现有的一些风洞试验结果间还存在不一致的地方，还有待进一步进行研究或验证。 3.考虑到钝体绕流流场的高度非线性本质以及风洞试验本身具有的噪声水平， Fluent6.0对流场平均特性的描述已经可以给出较好的结果。 4.将来应提供更加精细的试验数据，以便进一步验证和完善该软件，为其在结构静力风荷载计算中的广泛应用创造条件。两平行面板组成的独柱支承广告牌三块面板组成的独柱支承广告牌广告牌示意 表 4-1 广 告 牌 按 实 体 结 构 考 虑 的 计 算 结 果 序 号 1 2 3 4 5 (度 ) 0 0 0 15 30 Nt 909561 1241303 1

20、251231 地 貌 C C C C C Re 6.16x104 6.16x105 6.16x104 6.16x104 6.16x104 来 流 均 匀 流 剪 切 流 CPA 0.811 0.817 0.740 0.708 0.610 CPB -0.524 -0.531 -0.501 -0.638 -0.808 CM T 0 0 0 -0.00614 -0.0237 序 号 6 7 8 9 10 (度 ) 45 60 75 45 45 Nt 1237673 1248232 1238785 1237673 地 貌 C C C B D Re 6.16x104 6.16x104 6.16x104

21、7.57x104 4.64x104 来 流 剪 切 流 CPA 0.440 0.248 0.0671 0.460 0.458 CPB -0.837 -0.578 -0.263 -0.838 -0.797 CM T -0.0268 -0.0204 -0.0098 -0.0267 -0.0264 =00情况取半边区域进行计算，利用了对称性；CPA、CPB分别为表面A、B上的平均压力系数，CMT为风载所致绕面板中心竖轴的扭矩系数。迎风面（表面A）背风面（表面B） 实体模式广告牌表面风压力系数 （顺风向垂直于面板观看，=450）实体模式组合模式图3.5 组合模式广告牌表面风压力系数（顺风向垂至于面板表

22、面观看, =450）表面A表面B表面C表面D 组合模式 广告牌表面风压力系数（顺风向垂至于面板表面观看,=500）表面A表面B广告牌示意受传统习惯的影响，独柱支承的三角形平面广告牌的基本尺寸一般为：h=12m，总高度H18m，每块广告牌面板6x18m(面积108m2)，三个面板之间的间隙C一般为零。 图 4-9 广告牌半高处局部流速矢量(左)及风压系数等值线图(右) Fig. 4-9 Local velocity vectors (left) and contour of wind pressure coefficients (right) 面板2和3的存在，虽不能阻止表面2后的漩涡形成，但可

23、以显著降低漩涡强度，避免产生很大的风吸力作用，这种作用类似于折墙对独立墙体端部风压力的减小作用，而且前者的作用强于后者。 序号 1 2 3 4 5 6 (度) 0 0 0 10 20 30 来流 均匀 均匀 剪切 剪切 剪切 剪切 地貌 C C C C C B Nt 1205026 1223580 1234323 1228555 Re 61613 123226 61613 61613 61613 75797 CP1 0.843 0.852 0.776 0.796 0.749 0.652 CP2 -0.616 -0.630 -0.564 -0.579 -0.338 -0.488 CP3 -0.4

24、96 -0.495 -0.422 -0.405 -0.416 -0.460 CP4 -0.588 -0.591 -0.520 -0.389 -0.301 -0.220 CP5 -0.491 -0.497 -0.421 -0.385 -0.356 -0.262 CP6 -0.592 -0.582 -0.529 -0.474 -0.419 -0.326 CMT -0.0013 -0.0043 -0.0010 -0.010 -0.0169 -0.0174 Cp 1.363 1.388 1.238 1.342 1.323 1.243 s 1.363 1.388 1.343 1.454 1.435 1.

25、350 序号 7 8 9 10 11 (度) 30 30 40 50 60 来流 剪切 剪切 剪切 剪切 剪切 地貌 C D C C C Nt 1228555 1230882 1232809 1228556 Re 61613 46391 61613 61613 61613 CP1 0.678 0.663 0.604 0.430 0.278 CP2 -0.450 -0.424 -0.368 -0.285 -0.252 CP3 -0.428 -0.448 -0.500 -0.478 -0.496 CP4 -0.157 -0.101 -0.0653 0.062 0.113 CP5 -0.218 -0

26、.209 -0.060 0.099 0.258 CP6 -0.322 -0.289 -0.258 -0.239 -0.255 CMT -0.0177 -0.0179 -0.0175 -0.0096 0.0016 Cp 1.254 1.274 1.304 1.115 1.136 s 1.361 1.383 1.415 1.210 1.233 面板1表面风压系数分布图(10)表面1表面2CpCMTS11.21.41.61.822.22.418192021222324H(m) H对Cp，CMT，s的影响(C=0)(30,CMT数值应乘以系数-0.01) 广告牌的风载在H=20m时最大的原因，估计在于

27、此时广告牌面板和地面之间的间隙，有利于面板上下端脱落的气流在尾流区产生强烈的相互作用，从而引起较大的风荷载。关于这一点有必要在将来的相关风洞试验研究中加以观察证实。 表 4-2 间隙 C 的影响 C(mm) 300 600 (度) 10 20 30 40 20 Cp 1.34 1.370 1.322 1.252 1.377 CMT -0.0104 -0.0205 -0.0215 -0.0155 -0.0202 s1 1.52 1.332 1.338 0.946 1.380 s 1.450 1.487 1.435 1.359 1.489 C(mm) 600 900 (度) 30 10 20 30

28、 40 Cp 1.326 1.557 1.635 1.55 1.51 CMT -0.0216 -0.0104 -0.0212 -0.0240 -0.0205 s1 1.155 1.715 1.538 1.201 1.056 s 1.439 1.70 1.774 1.680 1.639 间隙的存在将导致广告牌整体承受较大的风荷载，且间距越大, 风荷载也越大, 风致扭矩和剪力最大值分别出现在30和20。 控制单块面板设计的工况仍然为10，局部风压系数仍然可以取1.8。 表面1表面2 面板1表面风压系数分布图(C=900mm,10)00)(84.105WHCQzZPw00)(10584WHCMzZT

29、MTwT 式 中 ：0 结 构 重 要 性 系 数 ；Q、TM 风 致 剪 力 (K N )和 扭 矩(K N m )；PC、MTC 整 体 风 压 和 风 致 扭 矩 系 数 ；Z和ZT顺 风 向 风 振 系 数 和 扭 转 风 振 系 数 (按 广 告 牌 顶 标 高 取 用 )；w 风荷 载 分 项 系 数 ； 0W 设 计 基 本 风 压 (K N /m2)；H 广 告 牌 总 高 度(18m )； ，)(Hz H高 度 处 的 风 压 高 度 系 数 。 建议采用计算顺风向风振响应的方法来进行风致扭转荷载计算，但计算中应用结构的扭转自振周期取代顺风向的自振周期。 (1)应根据广告牌上

30、下左右表面作（或不作）封闭处理，按实体（或面板组合）模式考虑该类广告牌的风荷载计算问题。最不利总体平均风压系数均可按CP=1.42取用，控制面板设计的局部风压系数最大值可取用3.0。但后者的风致扭矩较前者的约大20%。采用封闭模式有利于减小作用于广告牌的设计风荷载。(2)当来流风向角不为0时，面板上的压力分布不均匀、也不对称，风对广告牌存在风致扭转作用。 (3)两种模式下的面板受力机理有所不同，实体模式下，前（后）面板分别受压（吸）力作用。而在组合模式中，面板1对面板2有遮挡效应，面板1的两表面分别受到存在叠加效应的同向风荷载作用，而面板2的两表面则分别受到存在抵消效应的反向风荷载作用。由于具

31、有不确定和随机性，面板设计中必须考虑两表面风荷载的叠加效应。 (1)结构不具有雷诺数敏感性，地貌类别对Cp、CMT和s的影响可以忽略不计。(2)对任一面板，其余两块面板的存在可以有效降低面板背风面的风吸力，减小作用于面板上的局部最大风荷载。C900mm时，控制面板设计的最不利来流方向角为10，此时面板设计的局部风压系数可取1.8。(3) 整体风压系数Cp最大值出现在1020，最大风致扭矩出现在30。间隙的存在，导致作用于整个结构上的风荷载增加，间隙越大，风荷载也越大，因而工程中宜采用无间隙设计。(4)在一定范围内，H对Cp、CMT和s有较大的影响。无间隙情况下，H=20m时，三者均取得最大值，

32、当H22m时，三者就不再随H发生变化。1.日本NEC大厦，开洞率R=4.5%, 据文献介绍可以减少风荷载25( 风顺洞口风向作用）2.哈工大土木工程学院与汕头大学合作完成的风洞试验结果表明：高层建筑开洞可以减小静力风荷载作用，但不如前者明显。3.日本学者：Kikitsu 和Okadu试验研究表明在一定范围内，开洞能显著减少高层建筑的气动力响应。4.对于有均匀开洞的信号牌或广告牌结构：1）ASCE7: R30%, 没减少作用；2）Australian Standard: 静风荷载减少系数为K=1-R2 ； 3) C.W. Letchford: 静风荷载减少系数为K=1-R1.5 对涉及两种开洞率

33、、三种不同开洞位置和全封闭的八个高层建筑刚性模型的表面压力分布进行了风洞试验研究，并借助大型CFD商业软件Fluent6.0，对当来流沿洞口方向时的试验模型和不同来流方向角情况下的下部大开洞模型进行了数值模拟，并在对比分析试验和计算结果的基础之上, 结合现行规范的取值，对试验结果进行了评价。注：两个试验模型采用有机玻璃制作，它们的外几何尺寸完全相同，只是在立面的上、中、下三个部分开两种不同大小的洞口，试验时分别盖住另外两个洞口、露出第三个洞口或者将洞口全部盖住，形成上开口、中开口、下开口或者全封闭情况 试验假设拟建高层建筑地处城市中心，按国家建筑结构荷载规范(GB50009-2001)22该地

34、区属 C 类地貌，其地面粗糙度指数0.22。在湍流边界层来流条件下，试验共进行了 16 个风向角下的模型表面风压测试；以模型屋顶高度作为本次试验的参考高度，此标高对应的远处试验来流风速rV13.5m/s。 模型外几何尺寸均为162x162x600mm。小开洞率模型的洞口尺寸为54mm90mm，开洞率为5%； 大开洞率模型的洞口尺寸为72mm120mm，开洞率为8.9%。 置于试验段内的大开洞模型 90 洞口侧壁 162 54 洞口底面（顶面） 162 120 洞口侧壁 162 72 洞口底面（顶面） 162 600 60 60 120 120 162 162 81 36 单位：mm 顶面 迎风

35、面 侧面 B I P Q R U Z Y X W V 600 60 90 90 90 162 162 81 27 单位：mm 迎风面 侧面 顶面 P位：mm Q位：mm S位：mm I位：mm B位：mm V位：mm W位：mm X位：mm Y位：mm Z位：mm (a)非洞口测点层 (b)洞口所在测点层 (c)屋顶及洞口顶(底)面测点层 洞口YX风向 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 Z/Zr 实验值 理论值=0.22 湍流度 速度 (V/Vr)及湍流度 模型方位及风

36、向示意图 C类地貌风剖面和湍流度 测压系统采用美国Scan valve公司的HyScan-1000电子扫描阀测压系统，所用压力模块为Zoc33。测压试验测量的是试验模型上各离散点的局部平均风压。刚性模型上各个测压孔以PVC管与压力传感器连接。通过对离散点上测得的风压进行插值，可以得到建筑整体表面上的风压信息，诸如不同高度覆面的风压分布曲线，覆面上的等压线。通过对离散点风压数据积分，可以估算较大部件及整个建筑的局部风荷载。 模型表面各点的风压系数由下式给出： )/()(0ppppCipi风 荷 载 以 无 量 纲 形 式 的 静 态 气 动 力 系 数xC、yC和 静 态 气 动 力 矩 系 数

37、mxC、myC给出 。 其 定 义 分 别 为 ： xrxAwdAiwC yryAwdAjwC ( (5 5- -2) ) HAwdAhjwCyrimx HAwdAhiwCxrimy (5-3) 式中w为第i测点层所包含表面的 单位面积风压矢量，i、j为参考坐标系(图 2)x、y轴上的单位矢量，ih为第i测点层距离地面的高度，dA为表面微元面积， 为构件表面积分区域，rw为参考动压25 .0rV，(rV相应于模型顶标高处的远处来流风速)，yxAA ,为00时x、y向的建筑模型立面面积(不考虑洞口的削弱)，H为建筑模型高度。 04590135180225270315360-1.1-0.9-0.7

38、-0.5-0.3-0.10.10.30.50.70.91.1 静态气动力系数Cx(Cy) (a)大开洞率模型(度)全封闭Cx全封闭Cy下开洞Cx下开洞Cy中开洞Cx中开洞Cy上开洞Cx上开洞Cy04590135180225270315360-1.1-0.9-0.7-0.5-0.3-0.10.10.30.50.70.91.1 静态气动力系数Cx(Cy) (b)小开洞率模型(度)全封闭Cx全封闭Cy下开洞Cx下开洞Cy中开洞Cx中开洞Cy上开洞Cx上开洞Cy各试验模型静态气动力系数随风向角的变化 Cx和Cy随的变化基本呈现互补关系。与相对应全封闭模型的对比可发现：当风向与开洞方向平行时，基础顺风向

39、的总平均风荷载得到了最大程度的降低。所以沿建筑物所在地的主导风向的方向设置洞口，有利于建筑的抗风。各模型情况下当风沿建筑物对角线方向吹过时，基础所受风荷载最大。 00045090表表 5 5- -1 1 全风向最大平均负压系数分布全风向最大平均负压系数分布 工 况 最 大 负 压系数 测点编号 风向角 全封闭 -1.03 U9 0 下开口 -1.25 B10 67.5 中开口 -1.69 X3 67.5 大 开洞率 上开口 -1.95 Y3 67.5 全封闭 -0.98 S4 90 下开口 -1.24 B10 67.5 中开口 -1.40 X2 67.5 小开洞率 上开口 -1.75 Y2 1

40、12.5 注：此表未考虑各工况的屋面最大平均负压系数 开洞位置对最大平均正压系数的影响不明显，但对全风向最大平均负压系数的影响很大，其中以上部开洞模型最大平均负压系数提高最大。 0.50.60.70.80.91.01.11.21.3020406080100120140160180(米)Cpy(a)大开洞率模型全封闭下开洞中开洞上开洞0.50.60.70.80.91.01.11.21.31.4020406080100120140160180(米)Cpy(b)小开洞率模型全封闭下开洞中开洞上开洞 270 度时两种开洞率建筑 Cpy 沿高度的变化 风荷载沿建筑高度的变化并非规范中那种按照下小上大的规

41、律分布，而是中上部大、两端小。 开洞位置处建筑表面所受风荷载明显减小，各工况下最大风压均出现在8/99/10的建筑高度范围内。洞口设置所致结构受荷面积的减少是整体风荷载减少的主要因素之一。 风大开洞全封闭正面等压线大开洞全封闭侧面等压线大开洞全封闭背面等压线大开洞全封闭屋顶等压线大开洞全封闭模型风大开洞中开口正面等压线大开洞中开口侧面等压线大开洞中开口背面等压线大开洞中开口屋顶等压线大开洞中口侧面等压线大开洞中口底、顶面等压线大开洞率中开洞模型表 1 各种情况下的表面风压系数 Cp、Cmx及 Cy对比(风洞试验结果，2700) Table 1 Pressure coefficients Cp

42、on every surface and comparisons of Cmx and Cy in various cases(wind tunnel tests, 2700) 柱体表面 Cp 洞口表面 Cp 序号 开洞情况 洞口位置 正面 侧面 背面 顶面 顶面 侧面 底面 mxC 相对 减少 yC 相对 减少 1 封闭 无 0.62 -0.80 -0.49 -0.89 -0.613 0 1.11 0 2 下 0.54 -0.63 -0.37 -0.67 -0.69 -0.56 -0.514 0.162 0.91 0.126 3 中 0.60 -0.57 -0.32 -0.76 -0.67

43、-0.57 -0.52 -0.510 0.168 0.92 0.172 4 小开洞 5% 上 0.55 -0.72 -0.40 -0.82 -0.63 -0.68 -0.73 -0.511 0.166 0.95 0.148 5 封闭 无 0.53 -0.82 -0.50 -0.89 -0.568 0 1.03 0 6 下 0.48 -0.76 -0.44 -0.80 -0.88 -0.66 -0.524 0.078 0.92 0.105 7 中 0.46 -0.76 -0.40 -0.85 -0.85 -0.53 -0.62 -0.480 0.155 0.86 0.168 8 大开洞8.9%

44、上 0.49 -0.76 -0.39 -0.82 -0.69 -0.58 -0.82 -0.464 0.183 0.88 0.152 与全封闭模型相比，开洞模型的Cmx和Cy均有减少，分别减少了7.818.3%和10.117.2%，表明立面开洞确实可以减小风荷载的作用。 表 2 各种情况下的风载体型系数s(风洞试验, 2700) Table 2 Configure Coefficients s on every surface in various cases (wind tunnel tests, 2700) 柱体表面 洞口表面 序号 开洞情况 洞口位置 正面 侧面 背面 顶面 顶面 侧面

45、底面 1 封闭 无 0.93 -1.26 -0.78 -0.89 2 下 0.78 -1.00 -0.55 -0.67 -1.58 -1.64 3 中 0.90 -1.05 -0.48 -0.76 -0.84 -0.76 -0.73 4 小开洞 5% 上 0.82 -1.14 -0.60 -0.82 -0.66 -0.74 -0.83 5 封闭 无 0.78 -1.22 -0.78 -0.89 6 下 0.67 -1.20 -0.60 -0.80 -1.78 -1.72 7 中 0.68 -1.18 -0.57 -0.85 -1.06 -0.93 -0.92 8 大开洞8.9% 上 0.73

46、-1.18 -0.56 -0.82 -0.72 -0.79 -0.95 与以往根据风洞试验结果得到的规范建议值相比，正面接近或略大、背面偏大，而侧面高出规范值最多达80%，这显示本风洞试验结果具有异常现象。 1.本次风洞试验，理论上完全相同的两个全封闭模型测试结果，存在一定的差异，CMX、CY相差在8%以上，这从一个侧面反映了风洞试验本身具有较高的噪声水平。 2.大开洞率试验得到的结果表明下开口对CMX的影响较小，而小开洞率试验结果却显示上、中、下开口对CMX的影响都较为显著、且三者的影响程度相差不大。 3.从根据表面风压换算得到的全封闭模型风载体型系数看，与以往根据风洞试验结果得到的规范建议

47、值相比，正面接近或略大、背面偏大，而侧面高出规范值最多达80% 4.考虑到本次试验各种情况只做了一次，无法对试验误差做出估计，只能从相对比较中得到定性结论，今后应开展更精确的风洞试验研究，以便能结合数值分析得到可靠的定量结果。 1、对于各试验模型仅考虑来流方向平行于洞口情况2、对于底部大开洞模型，考虑各种来流方向角情况计算模型与试验模型完全相同，模型置于断面为3x2m、长度为4m的计算域内，模型中心距入口边界1.2m，最大堵塞度为2.43%。计算域采用非结构化四面体单元进行网格划分，模型表面的三角形网格最小尺寸为5mm。前面试验表明，当来流方向与洞口方向相同时，洞口对建筑所受的总体静力风荷载影

48、响最大，同时考虑到CFD计算量巨大，因而在本章中仅考虑来流方向角=2700 的情况。 (洞口尺寸72x120mm)，采用Fluent研究了来流方向角在0900间变化时各表面的风压系数分布(这里的与前面的存在关系：=-900)，由于模型的对称性，其它来流方向角下的风压系数分布情况可以根据对称性得到。 表面编号 不开洞 小开洞 5% (54x90mm) 大开洞 8.9% (72x120mm) 洞口位置 无 下 中 上 下 中 上 MX 3.60 3.44 3.40 3.34 3.40 3.22 3.06 mx 1 0.956 0.944 0.928 0.944 0.894 0.850 1-mx 0

49、 0.044 0.056 0.072 0.056 0.106 0.150 CY 0.985 0.953 0.931 0.914 0.935 0.874 0.870 CP 1 0.970 0.945 0.928 0.949 0.887 0.879 1-CP 0 0.030 0.055 0.072 0.051 0.113 0.121 洞口的存在对模型的基础平均风荷载有一定减小作用，洞口越大，风荷载减小的也越多，上部开洞对减小基础倾覆力矩和顺风向平均风压都更为有利。 注:mx、CY分别为各情况下的弯矩和风压系数计算值与不开洞情况下的比值 模型外表面 洞口表面 序号 情况 洞口位置 正面 侧面 背面

50、顶面 顶面 侧面 底面 1 无 0.632 -0.528 -0.352 -0.615 2 下 0.587 -0.538 -0.348 -0.622 -0.792 -0.718 3 中 0.577 -0.534 -0.296 -0.740 -0.513 -0.419 -0.392 4 大开洞 上 0.561 -0.474 -0.308 -0.664 -0.451 -0.496 -0.585 5 下 0.610 -0.548 -0.352 -0.547 -0.599 -0.479 6 中 0.594 -0.496 -0.337 -0.612 -0.541 -0.465 -0.422 7 小开洞 上

51、 0.595 -0.479 -0.320 -0.637 -0.454 -0.512 -0.592 柱体表面 洞口表面 序号 情况 洞口位置 正面 侧面 背面 顶面 顶面 侧面 底面 1 无 0.911 -0.760 -0.507 -0.615 2 下 0.846 -0.776 -0.501 -0.622 -1.607 -1.749 3 中 0.831 -0.768 -0.427 -0.740 -0.643 -0.569 -0.586 4 大开洞 上 0.808 -0.682 -0.444 -0.664 -0.473 -0.547 -0.684 5 下 0.879 -0.790 -0.508 -

52、0.547 -1.381 -1.588 6 中 0.855 -0.714 -0.486 -0.556 -0.678 -0.617 -0.600 7 小开洞 上 0.856 -0.690 -0.460 -0.578 -0.476 -0.561 -0.671 表面 1 表面 2 表面 3 表面 4 表面 5 表面 8 表面 6 表面 7 表面 1 表面 2 表面 3 表面 4 表面 5 表面 8 表面 6 表面 7 洞口对迎风面正压的影响主要集中在洞口附近，具有一定的局部性。 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 (度 ) 0 10 15 22.5 35 40 45 67.5 90 CX 0

53、-0.203 -0.140 0.0883 0.0564 0.088 0.149 0.197 0 CY 0.935 0.918 0.941 1.065 1.122 1.172 1.170 1.042 0.941 CP 0.935 0.940 0.951 1.069 1.123 1.175 1.179 1.060 0.941 MX(Nm) -3.40 -3.44 -3.569 -4.089 -4.147 -4.359 -4.220 -3.780 -3.478 CMX -0.523 -0.529 -0.549 -0.629 -0.679 -0.671 -0.649 -0.582 -0.535 MY(

54、Nm) 0 -0.759 -0.635 -0.116 -0.033 -0.597 -0.293 -0.570 0 CMY 0 -0.117 -0.098 -0.018 -0.005 -0.092 -0.045 -0.088 0 M(Nm) 3.40 3.53 3.625 4.091 4.147 4.359 4.230 3.823 3.478 C 0.523 0.543 0.558 0.629 0.638 0.671 0.651 0.588 0.535 注：222)(YXPCCC；222)(YXMMM；222)(MYMXMCCC 风对模型存在升力作用，升力系数最多可达0.203，升力在=22.5

55、0时作用方向发生改变；顺风向阻力CY随的变化而有所改变，阻力和升力的合力在=450时达到1.179的最大值。横风向基底倾覆力矩MY在=100时达到最大值，此时该横风向力矩仅为顺风向的22%，顺、横风向倾覆力矩的合力矩系数在=400时达到0.671的最大值，较=00时的高出26%，而此时模型表面在来流方向的投影面积约增加了40%，由此可以推断模型在流场中相对于来流的形状对风荷载有显著的影响，最不利来流方向角为=40450。 对于规范考虑的全封闭情况，正面、侧面和背面风载体型系数计算值分别较现行规范值约偏高14%、8.6%和1.4%。 在风洞试验中，由于客观条件所限，不可能在感兴趣的区域布置足够多

56、的测压点，因而风洞试验可能捕捉不到一些具有典型性的局部现象，例如本次模型试验中没有观察到：1)2700时，模型顶面前缘角部的较大风吸力；2)穿过洞口的高速气流在背风面洞口周边小范围内引起的较大风吸力；3) 2700时，侧风面前缘上角部因强烈气流漩涡引起的局部较大风吸力。计算明显地反映了上述现象。 将来在进行一些建筑模型的风洞试验前，可以借助CFD方法先对模型进行数值模拟，然后根据计算结果由有针对性地进行测压点的位置及布置疏密程度的控制。并在维护结构的设计中将风洞试验结果和CFD结果有机地结合起来。 本章主要工作：建筑几何尺寸比例对建筑表面风压的影响 洞口形状对模型表面风压分布的影响 1. 3.

57、 洞口大小或开洞率的影响1. 截面宽厚比的影响模型尺寸：162x324x600, 162x81x660; 100 x100 x600;100 x400 x600, 400 x100 x600;表 6-1 不同 B:D 下的模型表面风压系数PC(H=600mm) Table 6-1 Surface wind pressure coefficient of models with different B:D 序号 B:D 正面 侧面 背面 顶面 1 1:4 0.592 -0.331 -0.155 -0.256 2 1:2 0.599 -0.489 -0.199 -0.440 3 1:1 0.608

58、 -0.562 -0.377 -0.728 4 2:1 0.601 -0.589 -0.424 -0.815 5 4:1 0.629 -0.611 -0.452 -0.749 随B:D的增加，就平均风压系数而言，正面的变化不大，侧面和背面的有显著增加，模型顶面的平均风压系数则在B:D=2:1时达到最大值，一般地，B:D较大时模型顶面的风吸力大于B:D较小情况下的。 BD12 （162x324x600) 正面 侧面 背面 顶面 正面 侧面 背面 顶面 BD21 （162x81x600) 1.比较BD12和BD14的风压，可以看到，当模型宽厚比减小时，正面的风压系数分布特征、最大和平均风压系数基本

59、相同；侧面最大风吸力系数增加、平均风吸力系数降低；而背面风吸力则随厚度的增加而减小；模型顶面的最大风吸力相差不大，但平均风吸力明显随厚度的增加而减小。 2.比较BD21和BD41的风压系数分布，可以看到当模型宽厚比增加时，正面风压系数分布特征、最大和平均正风压系数基本相同；侧面最大风吸力系数减小(后者比前者约减小了20%)，平均风吸力系数基本相同；而背面风吸力则随宽厚比的减小而有所增加；模型顶面的最大和平均风吸力随宽厚比的增加而减小。 模型162x162xH (H分别为81、200、400和600mm） 表 6-2 不同 H 下的模型表面平均风压系数PC Table 6-2 Surface m

60、ean wind pressure coefficient of models with different H 序号 高度 H 正面 侧面 背面 顶面 CY CY相对值 1 81mm 0.768 -0.612 -0.136 -0.594 0.904 0.918 2 200mm 0.618 -0.502 -0.353 -0.662 0.971 0.986 3 400mm 0.595 -0.520 -0.356 -0.699 0.951 0.965 4 600mm 0.608 -0.582 -0.377 -0.728 0.985 1 H=200600mm的顶面风压分布状态相似，顺风向总体平均风压