基于cfd的房屋双坡房屋风压系数研究

基于cfd的房屋双坡房屋风压系数研究

低土地房屋是工业和民用建筑中常见的房屋形式。部分低矮房屋,如目前开发应用的冷弯薄壁型钢结构房屋及其屋面材料向着轻质高强的方向发展,对于该类结构体系,风荷载在结构设计中往往起着主要的控制作用。历次的台风灾害调查表明屋面破坏是低层双坡屋面房屋的主要破坏形式之一。1969年的“卡迈尔飓风”席卷了美国整个密西西比州之后,一美国海军基地对300幢低矮建筑物的调查后发现,有12%全部倒塌,78%需要加盖新屋面。影响低层房屋屋面风荷载的因素很多,如风向角、屋面坡角、房屋长宽比、房屋高宽比等,但是我国现行《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)中,仅给出了考虑屋面坡角的双坡屋面房屋各面的体型系数,对于其它影响因素均未提及,这已明显不能满足日异月新的工程应用需求。因此,较全面准确地掌握这类房屋的屋面风压分布规律十分必要。大气边界层中钝体绕流是非常复杂的,对于结构的风荷载,很难从流体力学理论上直接进行分析。传统的研究方法有两种:现场实测和风洞试验。相对于高层建筑,低层房屋的全尺寸场地试验开展得较多。例如Hoxey等人[4―5]对12个不同山墙形状的双坡屋面房屋进行了实尺度模型风压测试,结果显示房屋的几何外形如高、宽、坡度等因素均对其受风作用有较明显的影响。在低矮建筑的原型试验中颇具影响的是美国德州理工大学风工程研究现场试验室(TexasTechWindEngineeringResearchFieldLaboratory,WERFL)的TTU(TexasTechUniversityBuildingModel)建筑模型场地试验[6―8]。风洞试验是目前公认较为准确的确定结构风荷载的方法。但是,不论是风洞试验,还是现场实测都存在着试验经费大、周期长等问题。随着计算机软硬件水平的飞速发展和计算流体动力学(CFD,ComputationalFluidDynamics)技术的不断完善,出现了与试验相对应的数值模拟方法,并已逐步成为继风洞试验后预测建筑物表面风压、周围风速和湍流特性的一种新的有效方法。王辉[10―11]采用标准k-ε和RNGk-ε湍流模型,对一幢低层双坡屋面房屋在不同风向角下的表面风压进行了数值模拟,并与风洞试验结果作了比较分析。但是,该文的风洞试验和数值模拟均忽略了大气边界层风速的影响,来流风取为均匀流,且仅对单一建筑进行了分析,并未深入研究影响其表面风压的影响因素。陈水福采用Realizablek-ε湍流模型对文献中的12个双坡屋面房屋模型的屋面风压进行了数值模拟,数值模拟结果与足尺试验的结果误差普遍在20%―30%。并在此基础上,对同类房屋在不同高宽比和不同坡度情况下的风压变化规律进行了参数分析,但是该文的数值分析也是建立在均匀流的基础上,且仅针对特定的12个足尺试验模型进行分析,部分模型可比性较差,规律不够明显。顾明对TTU标准模型进行了风洞试验研究,并采用Fluent的RSM(雷诺应力)模型和CFX的SST(剪切应力运输)模型研究了TTU实尺度模型的定常绕流场,并重点比较分析了数值模拟结果、实测结果及缩尺模型风洞试验之间的差异,并未深入研究低矮建筑的风压分布情况。文献[14―15]由标准k-ε模型得到的建筑表面风压及湍动能等时均值与大气边界层风洞试验值有一定的吻合,但在建筑物背风面及侧风面处计算值偏小,回流区域也明显偏小。本文基于专业CFD软件平台Fluent6.3,首先采用基于Reynolds时均(RANS,ReynoldsAveragedNavier-Stokes)的标准k-ε等湍流模型计算了TTU标准低层建筑模型的静态绕流的风流场,建立了适用于低层建筑结构的数值风洞模型,并将各湍流模型的计算结果进行了比较分析。其次,采用RNGk-ε模型对低层双坡房屋进行了数值分析。较系统地研究了来流风向角、屋面坡度、挑檐长度、檐口高度和房屋长宽比对屋面风压系数以及建筑物各表面体型系数的影响。1ttu标准建筑模型的数值模拟1.1引入新的湍流模型方程在计算风工程中,钝体绕流问题的控制方程是粘性不可压Navier-Stokes方程。当前应用最广的是基于RANS的N-S方程,并由湍流模型进行封闭,再作离散求解的数值模拟方法。湍流时均流动的控制方程如下[16―17]:上面三式分别为时均连续方程、雷诺方程和标量φ的时均输运方程。要使方程组封闭,必须对Reynolds应力项作出某种假定,即引入新的湍流模型方程,把湍流的脉动值与时均值等联系起来。标准k-ε模型是涡粘模型中最具代表性的两方程模型,并在科学研究及工程实践中得到了最为广泛的检验和成功应用。在标准k-ε模型中,对于Reynolds应力的各个分量,假定粘性系数μt是各向同性的标量。由于建筑物背面、侧面处气流将出现回流和分离现象,湍流表现为较强烈的各向异性,μt应是各向异性的张量,因此对预测非各向同性湍流不是特别理想。为弥补标准k-ε模型的缺陷,许多研究者提出了对标准k-ε模型的改进方案。其中,RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型就是两种应用比较广泛的改进方案。标准k-ε模型、RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型都是针对充分发展的湍流才有效的,而在壁面区,流动情况变化很大,特别是在粘性底层,流动几乎是层流,湍流应力几乎不起作用,因此,需要采用壁面函数法将壁面上的物理量与湍流核心区内相应物理量联系起来。1.2现场实测数据TTU建筑模型是美国德克萨斯州理工大学WERFL提出的一种低矮建筑标准模型。该标准模型有真实的原型建筑,TTU研究小组在该原型建筑物上布置了风压测点,通过实地压力测量得到了大量珍贵的现场数据,它是当前较为权威的一种探讨建筑风洞模拟技术的标准模型。该建筑的外形尺寸为30ft×45ft×13ft(W9.1m×L13.7m×H4m),顶面有一斜率为1/60的小坡度,见图1。计算流域取为150m×90m×40m,建筑物置于流域沿流向前1/3处。流域设置满足阻塞率<3%的要求,以尽量消除计算域对所关心的模型附近流态的影响。采用结构化网格划分,建筑物表面较密,远离建筑物表面的界面区域较稀疏。共生成80万个体单元的网格。1.3平均风速剖面和速度压力耦合进流面:速度进流边界条件(velocity-inlet),根据TTU建筑风洞试验数据采用对数率模拟大气边界层风速剖面如下:式中:U*为摩擦速度,等于0.7052m/s;Z1为粗糙长度,等于0.024m;K为冯·卡门常数,等于0.42;Z、U为流域中某高度和对应的平均风速。平均风速剖面采用Fluent提供的UDF(User-DefinedFunctions)编程与Fluent作接口实现。出流面:由于出流接近完全发展,采用完全发展出流边界条件(outflow),流场任意物理量沿出口法向的梯度为零,即∂ψ/∂n=0。流域顶部和两侧:采用对称边界条件(symmetry),等价于自由滑移的壁面。建筑物表面和地面:采用无滑移的壁面条件(wall)。计算采用3D单精度,分离式求解器,空气模型选用了不可压缩的常密度空气模型,对流项的离散采用了精度较高的二阶迎风格式,速度压力耦合采用了SIMPLEC算法。钝体绕流出现分离、再附、冲撞、环绕及旋涡等一系列复杂的流动,选用非平衡壁面函数(NonEquilibriumWallFunction)来模拟壁面附近复杂的流动现象。1.4来流湍流强度的确定湍流度对结构所受静力风荷载的影响较小,而对脉动风载效应影响较大(规范中是通过风振系数来考虑的)。湍流强度I取值如下:计算中,来流湍流特性通过在进流处以直接给定湍动能k和湍流耗散率ε的方式给定入流处湍流参数:k=1.5(UI)2,ε=0.090.75k1.5/l,式中l是湍流尺度。k和ε值同样采用UDF编程与Fluent作接口实现。1.5实测模型与实测结果比较分别采用FLUENT软件提供的基于Reynolds时均的5种常用的两方程涡粘湍流模型:标准k-ε模型、RNGk-ε模型、Realizablek-ε模型、标准k-ω模型、SSTk-ω模型对TTU建筑风场进行数值模拟,分别计算了90°和60°风向角下的风压系数。计算结果与TTU实尺模型场地实测数据和同济大学TJ-2风洞试验数据在模型中轴线测点处的风压系数曲线比较见图2。图2中建筑剖面A→B→C→D→E表示建筑中轴线90°→270°的11个测点位置顺序。无量纲的风压系数Cp以模型顶部高度处来流动压作为无量纲化的参考风压,由下式计算:式中:P为测点平均压力;P0为参考高度处的静压;ρ为空气密度,取为1.225kg/m3;U0为参考高度处的风速(建筑物顶部4m高度处)。由图2知,5种湍流模型的数值模拟结果都很好的反应了风压系数的变化趋势。90°风向角下,除了SSTk-ω模型在屋面的风压系数比场地实测结果和试验结果偏大外,其它模型的计算结果都与场地实测结果和TJ-2风洞试验结果非常接近,基本落在了实尺模型测量数据范围之内。60°风向角下,除标准k-ω和SSTk-ω模型的计算风压系数在背风墙面DE一侧稍微大于实测结果外,其它各湍流模型均落在了实测数据范围内。因此,数值模拟结果具有较高的精度。2低坡房屋风荷载分析2.1模型算例2:《截面为轴类,积分法计算工况,确定不同地域,形成不同的网格。请将建筑物中,有以下几个面体单元,按模型域分基本模型(情况6-30°)的特征尺寸为长(L)×宽(W)×高(H)=15m×12.8m×9.9m,双坡屋面,屋面坡度θ=30°,挑檐长度B=0.9m,檐口高度为9.9m,如图3所示。计算流域取为160m×90m×60m,建筑物置于流域沿流向前1/3处。流域设置满足阻塞率<3%的要求。采用混合网格离散方式,将计算区域分为内外两部分:在模型附近的内部区域采用四面体单元,网格较密;在远离模型的外围空间,采用六面体单元离散,远离柱面的界面区域较稀疏。各模型网格总数在70万左右。网格划分见图4。2.2边界条件及湍流模型进流面:速度进流边界条件,参考我国《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001),采用指数率模拟大气边界层风速剖面如下:式中:Z0、U0为参考高度和参考高度处的风速,为方便比较,本文统一取10m高度作为参考高度,风速为12.8m/s;Z、U为流域中某高度和对应的平均风速;α为地面粗糙度指数,本文选取B类地貌,α=0.16。其余边界条件的设定同1.3节。由1.5节知,无论90°风向角还是60°风向角,RNGk-ε湍流模型对低层房屋的模拟均具有较高的精度,所以以下计算均选用该湍流模型。在风场模拟中,我国现行规范还没有明确的湍流度要求,本文对B类风场的湍流强度,参考日本建议的湍流强度I取值如下:式中:B类风场下,I0=0.23;γ=0.2;Zb=5m;Zg为梯度风高度,取350m。计算中,湍动能k和湍流耗散率ε的给定同1.4节。表1为各模型编号及相应参数,对于每个模型,风向角又分为0°、45°、90°三种工况。各模型的网格划分、边界条件和参数设置均相同。2.3体型系数面面积加权平均风压系数Cp以10m高度处来流动压作为无量纲化的参考风压,由式(6)计算得出。体型系数为风压系数对所在面进行面积加权平均后的结果。计算式如下:式中:Cpi为第i测点风压系数;Ai为该点所属表面面积;A为表面总面积;Zi为第i测点高度,当Zi<10时,取Zi=10。2.3.1坡面坡度和坡面时的体型系数以基准模型情况6-30°为基础,仅改变屋面坡度分别为0°、15°、25°、30°、35°、45°、60°,建立模型情况6-0°、情况6-15°、情况6-25°、情况6-30°、情况6-35°、情况6-45°和情况6-60°。不同屋面坡度下,屋面风压系数等值线如图5所示,房屋各表面的体型系数变化曲线见图6。0°风向角下,房屋的风速矢量图见图7。在0°风向角下,迎风墙面Y1和迎风下挑檐面Y2不受屋面坡度的影响,各模型的体型系数基本相同,Y1为0.48―0.52,Y2为0.60―0.65。迎风屋面屋檐(15°、25°、30°、35°坡度时)及背风屋面屋脊线附近由于存在明显的气流分离,形成较高的负压。迎风屋面T1的体型系数随着坡度的增大呈现由负压(吸力)到正压(压力)的变化规律,即从-0.99―0.41。计算结果表明:坡度小于40°时,迎风屋面T1的体型系数为负值,且其绝对值随着坡面坡度的增大而减小;坡度大于40°时,迎风屋面T1的体型系数为正值,且随着坡度的增大而增大。对于15°、45°、60°坡度,迎风屋面T1的体型系数最大值(绝对值)均出现在檐口处,且向着屋脊方向逐渐减小;25°、30°、35°坡度时,呈现檐口和屋脊处体型系数最大,中间小的分布形态。背风屋面T2在各坡度下均为负压,在15°坡度时,负压绝对值相对较小,60°坡度时,负压绝对值相对较大,但在25°坡度到45°坡度之间,体型系数相对稳定。各个坡度下,背风屋面T2的最大负压均出现在屋脊处,且向屋檐方向逐渐减小。背风墙面B1和背风下挑檐面B2,体型系数(绝对值)随屋面坡度的增加而增大,背风墙面B1的体型系数在-0.48―-0.85之间。45°风向角下,气流在房屋周围产生严重的气流分离,气流的脉动变化比较大,容易引起局部的高负压。屋面坡度对于迎风面(Y1、Y2和C1)的影响不大。与0°风向角相比,随着风向角的变化,屋面风压分布也随之改变,较高的负压区总是出现在迎风一侧的气流分离面附近。迎风屋面T1的体型系数除60°坡度时为正压0.14外,其余均为负压,且负压绝对值随着屋面坡度的增大而减小。背风屋面T2均为高负压,其体型系数随着屋面坡度的变化波动相对较大,变化范围在-0.83―-1.02之间。90°风向角下,总体来说,屋面坡度改变对房屋各表面的体型系数影响不大。迎风山墙C1面承受正压力,体型系数在0.56―0.62之间,背风山墙C2面承受负压力,体型系数(绝对值)随坡度的增加而增加,即从-0.28―-0.37之间。屋面T1和T2的风压系数沿屋脊成对称状态分布,均承受负压力,最大负压总是出现在迎风一侧的气流分离面附近,最大值达-1.51。远离来流方向,风压系数逐渐减小,且逐渐分布均匀。由图7知,在位于建筑物前表面的某点处,风场被分为两部分:一部分以接近建筑物屋面上方的未扰动风通过;另一部分由建筑正面和背面产生的漩涡构成。屋面坡度越大,在屋脊处的气流分离越严重。大约在迎风墙面2/3高度处,气流有一正面停滞点,该点的速度方向垂直于正迎风面。在该点以上,流动上升并越过建筑物顶面,在该点以下,气流向下并流向地面,迎风面气流向下滚动,于是在建筑物迎风面紧靠地面形成了水平滚动,成为驻涡区。气流在房屋背风区域产生了很大的漩涡,即形成负压。由图7(d)知,在迎风面边缘气流发生了分离,在两侧山墙形成了较小的漩涡,而在背风墙面形成了两个对称的大漩涡。2.3.2面型系数以基准模型情况6-30°为基础,仅改变房屋的檐口高度H分别为3.3m、6.6m、13.2m,建立模型情况1、情况2、情况8。图8为不同檐口高度H下,屋面风压系数等值线分布图。3种风向角下,檐口高度对房屋表面体型系数的影响曲线见图9。0°风向角下,随着房屋檐口高度的增加,迎风墙面Y1和挑檐下表面Y2的体型系数逐渐增加,其变化范围分别在0.45―0.54和0.53―0.69之间。房屋高度为3.3m时,迎风屋面T1的体型系数仅为-0.02,而后随着檐口高度的增加,T1面所受负压力(绝对值)逐渐增大。背风屋面T2均承受负压力,风压系数分布比较均匀,体型系数(绝对值)也随着檐口高度的增加而逐渐增大。背风墙面B1和山墙面C1、山墙面C2也表现出体型系数(绝对值)随檐口高度增加而逐渐增大的规律。45°风向角下,迎风面(Y1、Y2和C1)均承受正压力,其体型系数随檐口高度变化的趋势不明显。屋面T1和T2承受负压力,随着檐口高度的增加,负压绝对值逐渐增大。各模型背风屋面T2自身的风压系数分布相对比较均匀,最大负压出现在屋脊且靠近来流方向处。90°风向角下,仅迎风山墙面C1承受正压力,体型系数随着檐口高度的增加而逐渐增大,即从0.49―0.61。其它各表面均承受负压力,且体型系数(绝对值)随着檐口高度的增加而逐渐增大,屋面风压系数均沿着屋脊呈对称分布。最大负压总是出现在迎风一侧的气流分离面附近,情况8模型的最大负压高达-1.57。综上所述,房屋各表面体型系数均表现出随檐口高度增加而增大的趋势。主要是因为,风速随着高度按照指数率的形式分布,而风压沿高度的变化规律是风速的平方。本文计算中,各模型的参考高度与参考风速统一取为10m及10m高度处的风速。因此,檐口高度越高,风速越大,风压也就越大。我国《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)是以风压高度变化系数(任意高度处的风压与10m高度处的风压之比)来体现这种变化规律的,但其规定对B类风场,10m以下风压高度变化系数均取为1。2.3.3所有表面体型系数的变化范围y1、s1以基准模型情况6-30°为基础,仅改变房屋的挑檐长度B分别为0m、0.3m、0.6m、1.2m,建立模型情况3、情况4、情况5、情况7。图10为不同挑檐长度下,屋面风压系数等值线分布图。挑檐长度对房屋各表面体型系数的影响曲线见图11。0°风向角下,从整体来说,挑檐长度对房屋各表面的风压体型系数影响不大。迎风屋面T1的最大负压均出现在檐口处,最大值达-0.72。挑檐下表面Y2承受较大的正压力,变化范围在0.61―0.64。Y2面的正压力与T1面檐口处的负压力共同作用后,挑檐承受的最大吸力就达-1.37左右,这是在房屋设计时需要特别注意的,尤其是在沿海地区,极易引起房屋屋面的破坏。45°风向角下,挑檐长度的变化对房屋各表面体型系数的影响较小。迎风的2个墙面Y1、C1以及挑檐下表面Y2承受正压力,Y1面的体型系数变化范围在0.28―0.31之间,C1面的体型系数变化范围在0.19―0.22之间。迎风屋面T1均承受负压力(吸力),该面的体型系数整体变化不大,变化范围在-0.42―-0.50之间。T1面在来流方向的屋角处,风压系数(负压绝对值)最小,而后向远离来流方向风压系数绝对值逐渐增大。T2面均承受较大的负压力(吸力),体型系数变化范围在-0.83―-0.88之间。背风山墙面C2的体型系数变化范围在-0.49―-0.55之间,背风墙面B1的体型系数变化范围在-0.69↓-0.71之间。90°风向角下,房屋各表面体型系数不受挑檐长度的影响。屋面T1和T2的体型系数变化范围分别在-0.54―-0.59和-0.55―-0.58之间。背风山墙C2的体型系数变化范围在-0.26―-0.30之间。2.3.4房屋未来年生长中的体型系数以基准模型情况6-30°为基础,长度15m保持不变,仅改变房屋的宽度分别为12m、15m,建立模型情况9、情况10。图12为不同房屋长宽比(长度不变,L/W分别为1、1.25、1.92)下,屋面风压系数等值线分布图。房屋长宽比对房屋表面体型系数的影响曲线见图13。0°风向角下,迎风墙面Y1和挑檐下表面Y2的体型系数几乎不受房屋长宽比变化的影响,变化范围分别在0.47―0.51和0.60―0.62之间。迎风屋面T1承受负压,体型系数(绝对值)随房屋长宽比的增大而增大,即从-0.22―-0.39。背风屋面T2、背风墙面B1和B2的体型系数变化不大。侧面山墙C1和C2均承受负压,体型系数(绝对值)随房屋长宽比的增大而减小。45°风向角下,迎风墙面Y1和挑檐下表面Y2的体型系数随房屋长宽比的增大而增大。背风山墙面C2承受负压,其体型系数(绝对值)随房屋长宽比的增大而减小。其他各表面体型系数几乎不受房屋长宽比的影响。90°风向角下,迎风山墙C1承受正压力,其体型系数随着房屋长宽比的增大而有所增大,即从0.47―0.57。其它各表面均承受负压力,其体型系数(绝对值)均随房屋长宽比的增大而减小。3模拟结果与实尺模型的对比本文首先采用基于Reynolds时均的