建筑围护构件风荷载的理论分析与实践建议

建筑围护构件风荷载的理论分析与实践建议

0围护构件风压的基本规范20世纪80年代以前，建筑垃圾填埋场的抗风设计经历了两个发展阶段。70年代之前为静力抗风设计阶段,按照平均风速引起的平均风荷载确定围护构件的风压标准值(例如英国CP3:1952)。1970年之后为拟静力抗风设计阶段或者准定常抗风设计阶段,按照准定常假设,围护构件的风荷载瞬态极值来源于来流的湍流极值,将风荷载瞬态极值看做静力荷载施加在围护构件上(例如英国CP3:1972);围护构件的风压标准值等于阵风风压乘以平均风压系数,其中阵风风压等于平均风压与阵风系数之积。理论上,根据准定常假设确定风荷载,该方法仅适用于迎风墙面,不适用于气流分离区(侧风墙面、背风墙面和屋面)。在气流分离区,由于来流发生分离,气流与建筑表面相互作用,产生了新的湍流成分,即建筑湍流或特征湍流。从20世纪80年代开始,建筑围护构件的抗风设计进入第三阶段,即局部风压抗风设计阶段。研究人员综合考虑来流湍流和建筑湍流对风荷载的贡献,统计得到局部风压极值作为基础确定围护构件风荷载的标准值(例如加拿大NRCC17724:1980、美国ANSIA58.1:1982、澳洲AS1170:1983)。美国、加拿大、澳洲、欧洲、日本等现行荷载规范中,均考虑了来流湍流和建筑湍流的综合作用,采用局部风压极值进行围护构件的抗风设计,并且列出了双坡、单坡屋盖低矮建筑、多跨双坡、单坡屋盖低矮建筑、开敞建筑、中高层建筑、曲面屋盖建筑等多种体型的建筑房屋的围护构件风压系数极值。在我国TJ9—1974《工业与民用建筑结构荷载规范》中,采用建筑表面的平均风压计算围护构件的平均风压。经过大量的实测、调查、研究,基于极限状态设计方法制定了GBJ9—1987《建筑结构荷载规范》。该荷载规范中,考虑了结构或构件的振动效应,规定了建筑表面的风压标准值计算公式;同时,规范中规定了气流分离区(负压区)围护构件“局部风压体型系数”的部分数值,其中,确定围护构件风压标准值时,未明确说明风振系数的取值。在GB50009—2001《建筑结构荷载规范》中,明确规定了围护构件的风荷载标准值计算公式,围护构件的风压标准值等于局部风压体型系数、阵风系数与10min平均风压的乘积。其中,局部风压体型系数按照建筑外表面的正压区和负压区分别确定,正压区的局部风压体型系数按照承重结构的体型系数取值,负压区的局部风压体型系数按照墙面、屋面的位置分别取不同数值,同时规定了封闭式房屋的内压系数。在GB50009—2001(2006修订版)中,增加了围护构件风荷载的面积折减系数。在GB50009—2012《建筑结构荷载规范》中,修订了局部体型系数的取值和面积折减系数的计算公式,增加了双坡/单坡房屋的墙面、屋面的局部体型系数取值。从上述国外、国内风荷载规范规定的发展进程中可以看出,GB50009—2012中关于围护构件的风荷载的规定滞后于国外规范,尚缺少多跨双坡、单坡屋盖建筑、开敞建筑、曲面屋盖建筑等常见体型建筑物围护构件局部体型系数的规定。作用在建筑物表面的风荷载具有时间-空间变异性,围护构件的风荷载极值与构件受风面积、风向效应等因素存在密切关系,我国科研工作者在这些方面的研究还较少,因此,我国荷载规范在这些方面的规定也比较模糊,甚至没有规定。围护构件的风荷载不仅与来流湍流特性(风速、风向,湍流强度、积分尺度等)有关,而且与来流-建筑表面的相互作用产生的建筑湍流特性(如气流冲击、分离、旋涡脱落、再附等)有关。在来流湍流和建筑湍流的共同作用下,围护构件表面瞬时发生的风压极值是确定围护构件风压标准值的依据。围护构件的风荷载极值具有很大的变异性,其变异性不仅源自来流阵风风速、风向等参数的随机性,也源自气动力系数的随机性。由于围护构件的尺寸相对较小,并且风荷载极值具有显著的变异性,围护构件的风荷载“局部”特性显著,常常称为局部风荷载。为了确定围护构件的局部风荷载,至少应包括:1)预测基本风速、基本风压及其阵风系数;2)预测局部体型系数与风压标准值;3)确定风速与风压的风向折减系数;4)确定局部体型系数的面积折减系数;5)确定房屋的内压系数。围绕上述五个问题,通过阐述围护构件风荷载的基础理论,比较国内外规范关于围护构件风荷载的相关规定。同时,指出我国现行GB50009—2012《建筑结构荷载规范》在这些方面存在的不足,进而提出需要改进和完善我国现行荷载规范有关风荷载条文的修订建议。1基本风速、基本风速和风速风压1.1基本风压的预测在平坦开阔场地上,离地面10m高度设置风速测量仪器,实测风速时程;计算1h或10min时距的平均风速,根据平均风速的年最大值确定平均重现期的风速,称为基本风速。预测基本风速一直是风工程领域研究的热点问题。我国荷载规范中规定,应按极值Ⅰ型预测基本风速,据此计算基本风压。在TJ9—1974、GBJ9—1987中,给出了30年平均重现期的全国基本风压分布图;在GB50009—2001中将基本风压的平均重现期修改为50年,并根据全国672个基本气象台(站)的最大风速资料,经统计和换算得到了基本风压分布图;在GB50009—2012中补充了全国各台站1995—2008年的年最大风速数据,进行了基本风压的重新统计分析。需要说明的是,我国规范没有分开考虑季风、台风天气对基本风速、基本风压的影响。台风天气过程与大尺度季风天气过程是两类不同性质的随机过程。台风过程的发生概率远小于季风过程,并且台风的平均风速远大于季风的平均风速。在可能发生台风的地区,应该分别采用极值Ⅰ型分布预测季风、台风天气过程的风速极值,然后再将两种天气过程的风速极值分布进行组合,预测平均重现期的基本风速另外,在英国、美国、澳洲等国家的荷载规范中,详细规定了包括风速剖面、湍流强度剖面、风速谱、积分尺度、粗糙长度、梯度风高度在内的风场基本参数,这不仅有利于结构风工程学者按照相同的标准开展深入细致的研究工作,更有利于风荷载条文的不断完善与修正。在GB50009—2012中,风速剖面、湍流强度剖面、风速谱、梯度风高度等风场参数的规定暗含在风荷载条文的不同位置;我国规范尚缺少粗糙长度、积分尺度等重要参数,导致风洞中模拟大气边界层风场缺少粗糙长度、积分尺度的统一标准。1.2阵风风压与峰值因子阵风风速反映了宏观气候与微观气候联合作用下的瞬时风速最大值。根据VanderHoven风速谱,高度z处风速可写为10min或1h平均风速与脉动风速之和的形式。由瞬时风速产生的风压最大值称为阵风风压,即式中,ρ为空气密度,珔V(z)为沿高度z的平均风速,I(z)为沿高度z的顺风向湍流强度,g如果假定风速时程服从高斯分布,峰值因子g式中,T为风速样本的时距,v如果平均风压q珋(z)=0.5ρ珔V在我国GB50009—2012中,围护构件风荷载标准值公式之中包含式(1)中的两项,即阵风系数β为了准确描述阵风对平均风压的放大效应,并且符合国外规范对峰值因子的规定,建议我国荷载规范中的峰值因子为3.5左右。如果峰值因子取3.5,10m高度处对应A、B、C、D类地貌的围护构件风荷载标准值提高幅度分别为15%、16%、22%、29%。2风压标准值和局部体积系数的确定2.1外表面风荷载标准值的表达方式的修正英国风荷载规范的历史最悠久,当发展至20世纪70年代后,英国CP3:1972中体现来流湍流和建筑湍流的综合作用,对于围护构件的外表面风荷载标准值,采用3s阵风风压与外压系数乘积的形式表达;在现行的英国BS6399-2:1997中,对围护构件的外表面风荷载标准值的表达方式进行了适当修正。欧洲风荷载规范中采纳了英国风荷载规范的规定,在欧洲EN1991-1-4:2005中,围护构件的风荷载标准值表达式为式中:V我国GB50009—2012中,对围护构件的风压标准值,采用了类似欧洲规范的表达方式。围护构件风压标准值表达式为式中:μ从上述比较可知,在我国GB50009—2012、欧洲EN1991-1-4:2005中,围护构件的风压标准值计算公式具有相同的表达方式。在美国ASCE7-10、澳洲AS/NZS1170.2:2011中,对于围护构件的外表面风压标准值,采用3s阵风风压与外压系数(局部体型系数)乘积的形式表达;其中,阵风风压相当于式(4)中的β从上述规范比较可知,在欧洲、美国、加拿大和中国规范中,对围护构件风压标准值表达式中均包含外压系数(或者局部体型系数)。2.2局部体型系数包络值的确定我国GB50009—2012中给出了封闭式矩形平面双坡、单坡屋面房屋的墙面、屋面的分区域局部体型系数;对于建筑物的檐口、雨棚、遮阳板、边棱处的装饰条等突出构件,局部体型系数取-2;对于其他房屋和构筑物,局部体型系数的取值等于承重结构体型系数的1.25倍。我国现行荷载规范规定的双坡、单坡屋面房屋的局部体型系数中,虽然指示风向的箭头只有一个,但并不表示单一风向情况;风向箭头应解释为沿顺时针、反时针各旋转45°范围内共90°风向区间内的所有风向,这与欧洲EN1991-1-4:2005中的规定类似,但我国荷载规范缺少对90°风向区间的明确规定,采用单一箭头表示90°范围内的所有风向,可能会产生误解。另外,我国现行荷载规范中没有明确采用图、表方式给出沿双坡、单坡屋脊方向90°风向区间内的局部体型系数包络值,而只是在注解之中给出了推算方法,这会增加额外工作量。因此,建议我国规范借鉴欧洲规范的规定:1)明确单坡、双坡屋面房屋的局部体型系数是90°风向区间内的包络值;2)采用图、表方式明确给出沿屋脊方向90°风向区间内的局部体型系数包络值;3)规定更多体型(比如多跨双坡屋盖、锯齿形屋盖、四坡屋盖、柱面屋盖、球面屋盖、悬挑屋盖、挑檐等)房屋的局部体型系数包络值;4)另外,美国、加拿大、日本等国荷载规范规定了360°风向的风压系数极值,这也是一种更加简单的表达方式,建议规范亦可采用此种表达方式。我国荷载规范中规定,建筑物突出构件的局部体型系数取-2,这一规定是根据突出构件上、下表面的净压而得到的局部体型系数,但规范缺少对风荷载向上或向下的明确规定。目前,建筑物突出构件的形状多种多样,其局部体型系数取-2,缺乏风洞试验结果的验证。通常,突出构件受到“上吸下顶”的风力作用,其受力方向应向上;我国规范中并没有明确指出突出构件的“上吸下顶”工况为最不利工况。在美国、加拿大规范中,规定了低矮房屋挑檐的风压系数极值。与美国、加拿大规范相比,我国规范可能低估了挑檐等突出构件的风荷载。因此,建议我国规范明确突出构件的尺寸、形状限制条件,以风洞试验结果为依据,确定局部体型系数的取值。除单坡、双坡房屋、突出构件外,其他房屋和构筑物的局部体型系数是承重结构单一风向体型系数的1.25倍。这一规定适用于确定迎风墙面的局部体型系数。在迎风墙面,风压均为正值,理论上,风压系数的最大值为+1.0;通常,迎风墙面承重结构的面积加权平均体型系数取0.8,在此基础上,再乘以1.25,此值为+1.0。但是,在气流分离区,特别是在墙边、屋面角部、屋面边缘、屋脊等部位,采用此规定将严重低估常见体型房屋的局部风荷载。在澳洲AS/NZS1170.2:2011中,围护构件风压系数的确定类似我国规范的相关规定,在体型系数的基础上乘以一个局部放大系数,正压区的局部放大系数取1.25,与我国规范相同;在负压区,根据位置的不同,分别乘以1.0~3.0的局部放大系数。因此,建议我国规范应以风洞试验为依据,以GB50153—2008《工程结构可靠性设计统一标准》中可靠指标为验算目标,并结合专家决策,合理确定负压区围护构件的局部体型系数或风压系数极值。3内压系数3.1背景内压分布建筑物墙面洞口、孔隙为气流进入、流出室内提供了通道,从而在建筑物内部产生内压。根据建筑物墙面洞口、孔隙的尺寸、位置、数量等因素,风致内压分为背景孔隙内压、单面墙主导洞口参数的内压、多面墙洞口产生的内压三种情况。通常意义上的封闭式建筑物存在烟囱、通风管道、换气扇以及门窗缝隙等背景孔隙,室内外气流仍然可以通过这些背景孔隙进入、流出室内,导致室外、室内产生压力差,此压力差称为背景内压。背景内压可能是对室内墙面、屋面的压力,也可能是吸力。例如,在设置有烟囱的建筑物内,背景内压呈现吸力;迎风墙面门窗缝隙引起的内压呈现压力。将单面墙主导洞口情况分为三种,即迎风墙面开洞、侧风墙面开洞和背风墙面开洞。在迎风墙面开洞、其他墙面封闭情况下,由于迎风墙面外压为压力,气流进入室内后,内压呈现压力。在强风、台风天气情况下,迎风墙面门窗突然开启或风致破坏引起的内压增大常常引起屋盖围护构件的破坏。在侧风墙面或背风墙面开洞、其他墙面封闭情况下,由于侧风墙面或背风墙面外压为吸力,空气从室内流出,内压呈现吸力。在强风、台风天气情况下,如果迎风墙面及其门窗具有足够的抗风能力,开启侧风墙面或背风墙面的窗户,有助于保护屋盖围护结构免受风致破坏。多面墙开洞的情况非常复杂,根据墙面洞口尺寸、位置、洞口数量等因素的不同,室内呈现风致压力或吸力。3.2内压及内压系数根据量纲分析对于封闭式房屋,其背景孔隙率(墙面孔隙与墙面面积之比值)在0.01%~0.1%之间,气流通过墙面孔隙流入或流出室内,产生内压。当墙面孔隙位于迎风面时,气流进入室内;当墙面孔隙位于侧风面或背风面时,气流流出室内。根据孔隙率、孔隙位置的不同情况,室内内压可能为压力,也可能为吸力。内压系数(室内压力与屋盖高度处来流风压的比值)的平均值与孔隙率、孔隙位置、外压系数有关。气流进入或流出室内的过程,通常是一个缓慢的过程,内压的脉动成分较小,通常不考虑。如果流体符合准定常假定并且不可压缩,根据质量守恒定律,开洞建筑物的平均内压系数按照下式确定:式中,A气流经由洞口、孔隙进入室内或流出室外的过程是一个动力过程。突然开孔时,内压逐渐变化的过程可利用Helmholtz共振模型式中,Δp为室外与室内风压之差,V当围护构件柔度较大时,内外压平衡时间τ还与围护构件的柔度有关对于室内空间比较大的建筑物,室外与室内压力达到平衡的时间间隔越长,内压极值的作用时间越长,内压对建筑物屋盖、墙面围护构件的破坏作用越大。但是作用在室内表面的内压极值并非同一时刻达到极值,因此,室内大空间建筑物的内压极值应根据作用时间进行折减。3.3内压系数的比较根据上述平均内压系数、内压系数极值的理论分析以及风洞试验、实测结果,各国规范规定了围护构件抗风设计的平均内压系数或内压系数极值。在英国BS6399-2:1997、欧洲EN1991-1-4:2005、澳洲AS/NZS1170-2:2011、中国GB50009—2012中,规定了封闭式建筑或单面墙具有主导洞口情况的平均内压系数,内压的脉动成分对内压极值的贡献反映在阵风系数或阵风风压中;日本规范直接给出了封闭式建筑物内压系数极值。上述各国规范中均没有考虑室内空间体积对内压系数极值的影响。在美国ASCE7-10和加拿大NBCC:2005中,规定了室内空间体积和洞口面积等因素对内压系数的折减系数,此时,室内大空间建筑物的内压系数取值更加符合实际情况。我国GB50009—2012中规定了封闭式房屋、单面墙主导洞口情况下的平均内压系数。与澳洲规范相比,我国规范尚缺少多面墙开洞的内压系数;与美国、加拿大规范相比,我国规范尚缺少室内体积、洞口面积等因素对内压系数折减的规定。4风负荷风分辨率降低系数4.1风压系数的自然方向围护构件风荷载的风向效应涉及两个方面的问题,即特定场地风气候的方向性效应和特定建筑物风压系数的方向性效应。在特定场地条件下,不同方向发生相同概率的风速极值并不相同,即不同方向的年最大风速的极值分布并不相同,这种现象称为风气候的方向性效应。对于特定建筑物,不同方向的来流与建筑物表面的相互作用产生不同的风压系数,这种现象称为风压系数的方向性效应。当不考虑风向效应时,将最大风速对应的风压与最大风压系数的乘积作为建筑物的最不利风荷载。实际上,最大风速与风压系数极值的方向并不相同,不考虑风向效应会高估风荷载。因此,需要考虑风荷载的方向性效应,应对风荷载或风速进行适当折减。目前,确定各风向风荷载的方法主要有两种,即基于各风向风荷载母样本的超越概率分析方法根据气象观测得到的各风向的平均风速数据以及特定建筑物的风洞试验得到的风压系数,将建筑物表面的风荷载转为依赖于风向的等效风速。等效风速的向上超越率与风荷载的向上超越率相同,Davenport根据气象观测得到的平均风速年最大值以及特定建筑物的风洞试验的全风向风压系数极值,以全风向风压系数极值作为基准,将各风向的风荷载极值转化为等效风速,等效风速的极值分布等同于风荷载的极值分布,Simiu等4.2风向折减系数GB50009—2012《建筑结构荷载规范》中虽然没有明确规定风荷载的风向折减系数,但在GBJ9—1987的编制过程中,已经考虑了风气候的方向性效应在20世纪80年代,规范组对全国18个省、市、自治区的29个气象台站收集的20~25年风速记录进行了统计分析,建立了适用于我国的风压极值Ⅰ型分布模型;同时,考虑风速的方向性效应,统计分析了各气象台站在当地主导风向的年最大风压平均值与不考虑风向的年最大风压平均值之比值。在编制GBJ68—1984《建筑结构设计统一标准》的过程中,考虑风向效应之后,年最大风压的平均值乘以风向折减系数0.9;然后,按照极限状态设计方法,确定风荷载及其他荷载作用下承重结构的荷载分项系数。因此,我国GB50009—2012中的风荷载分项系数1.4,已经包含了基本风压的风向折减系数0.9。在美国ASCE7的早期版本ANSIA58.1、ASCE7-93、ASCE7-95中,也有类似的规定中国、美国等荷载规范规定的风荷载与风效应风向折减系数是在80年代末完成。这种仅考虑风气候方向性效应的风向折减系数可能偏于保守或者存在风险。对于特定地区的特定建筑物,发生最大风速的风向同时发生最大的风压系数,此时折减来流风压会低估风荷载;以发生最大风速的风向为基准,对于其他风向情况的风荷载,采用单一的风向折减系数会低估或高估风荷载。随着对风荷载风向效应的研究深入,已经可以同时考虑风气候的方向性效应和风压系数或风效应的方向性效应,例如,日本AIJ-RLB:2004、澳洲AS/NZS1170-2:2011中已经规定了多个城市的多个方向的风速折减系数。为了完善我国荷载规范在这方面的规定,需要依据我国气象台站积累的历年风速数据,选取典型建筑物的风洞试验结果,进行大量的计算分析工作,得到全国各地区的多个方向的风向折减系数。5面积急剧下降系数5.1风压极值的面积加权平均计算建筑物表面的风压随时间-空间而变化,不同位置的风压极值的发生时刻亦不同,因此,按照风压极值的最不利值进行设计,偏于保守。建筑物表面不同位置的风压具有不同的相关性,围护构件风荷载的从属面积是评估风荷载极值的一个重要参数在低矮房屋的风洞试验过程中,为了测量指定面积上的风荷载及其极值,文献[17-18]中研发了面积平均风压测量装置,获得了低矮房屋围护构件风荷载随从属面积的变化曲线。此后,相继出现了多种面积平均风压测量装置。随着电子扫描阀在风洞试验中的应用,实现了不同位置风压的同步测量。在建筑物表面局部范围内密布测压孔,进行同步测压;对风压时程进行面积加权平均计算,得到指定面积的风压时程样本,经极值分析可获得风压极值在各国的荷载规范中,建筑物表面的风压系数是根据风洞试验结果而确定。设