某會展中心風洞試驗研究

劉 彪，黃用軍

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某會展中心風洞試驗研究

*劉 彪1，黃用軍2

（1. 華南理工大學土木與交通學院，廣東，廣州 510641；2. 深圳市歐博工程設計顧問有限公司，廣東，深圳 518053）

通過對某會展中心北側兩個大跨波浪形懸挑屋蓋的風洞試驗研究，討論了典型風向下屋蓋的平均風壓分布，同時對全風向角下屋蓋平均風壓、脈動風壓與極值風壓的分布進行了研究，并進一步探討底部開敞對懸挑屋蓋風荷載的影響。試驗研究表明：屋蓋整體以負壓為主，除在迎風向的屋蓋懸挑區域外，其他區域風壓較??；屋蓋局部特殊的體型可能產生“兜風效應”，從而顯著增大風壓；而底部開敞造成的“窄管效應”會顯著增大開敞區域的風荷載，同時由于底部開敞減弱了氣流的堵塞作用，使屋蓋上表面風吸力有所減弱，對下表面風壓力影響不大；總體而言，屋蓋懸挑端在迎風向的體型系數基本在-1.5至-1.8范圍。

大跨懸挑屋蓋；風洞試驗；風壓系數；體型系數

隨著我國經濟建設的發展，大跨度空間結構被廣泛地應用于體育場館、會展中心和機場航站樓等大型公共建筑。由于大跨屋蓋結構的使用要求，它往往具備質量輕、柔度大、阻尼小等特點，風荷載成為大跨屋蓋結構的主要控制荷載[1]。

大跨度屋蓋結構一般比較低矮，處于風速變化大和湍流度高的大氣邊界層中區域，而且由于外型復雜，其表面繞流和空氣動力作用十分復雜。此類結構的抗風問題一直是風工程界研究的熱點。國內外許多學者對典型的大跨度屋蓋進行了大量的風洞試驗研究[2-4]，而對于帶有懸挑端的大跨屋蓋結構，其懸挑端的風場繞流尤其復雜。我國現行的《建筑結構荷載規范(GB50009-2012)》[5]缺乏這類結構相應的風荷載設計數據。為了確保結構的設計安全，需要通過風洞試驗進行研究。

鑒于此，本文以某會展中心的大跨懸挑屋蓋為研究對象，通過風洞試驗討論了屋蓋的風壓分布特性，并進一步探討底部開敞對懸挑屋蓋風荷載的影響，最后給出此類屋蓋懸挑端的體型系數，為類似大跨屋蓋結構的抗風設計提供參考。

1 工程及試驗概況

某大型會展中心在其最北側對稱布置了兩個展廳，以下分別稱為屋蓋G和屋蓋V。屋蓋G南北寬250 m，中間有一條寬42 m的開敞通道，東西長210 m，屋蓋四周均有不同程度的懸挑；屋蓋V與屋蓋G的體型和平面投影相同，但是比屋蓋G整體高出2.9 m且底部全封閉。本項目風洞試驗模型的幾何縮尺比為1/250，如圖1所示。采用中國規范中的A類地貌，圖2為風速和湍流強度模擬情況。

圖1 風洞試驗模型

圖2 A類風場的平均風速和湍流度剖面

風洞試驗參考高度為0.6 m，該高度處的試驗風速Vr為10.7 m/s。風向角間隔為10度，共36個風向角。為了更好地研究屋面的風荷載情況，在屋蓋V和G的屋面上均勻對稱布置了215個測點，屋蓋V在懸挑區域布置69個雙面測點，屋蓋G因中部開敞總有95個雙面測點。其中，屋蓋的懸挑區域進行了測點加密處理。屋面測點布置圖及風向角定義如圖3所示。

圖3 屋蓋測點布置及風向角定義

2 數據處理方法

試驗中風壓符號定義為：沿結構表面法線方向遠離結構時為負壓，表現為風吸；反之為正壓。屋蓋表面各點的風壓系數由下列公式給出：

用于圍護結構設計的極值風壓系數的定義如式(2)所示：

可按以下關系將風洞試驗測得的風壓系數變換為測壓點的局部體型系數：

式中：z和z分別為試驗選定的參考高度和測壓點高度，為地貌粗糙度指數，μ即為第個測點的點體型系數。

3 試驗結果分析

3.1 平均風壓分布

考慮到V、G兩個屋蓋的不完全對稱性，選取以下典型的風向進行分析：順風向(V180°與G0°)、斜風向(V140°與G40°)、橫風向(V90°與G90°)。圖4(a)～4(c)給出了屋面V和G在順風向、斜風向、橫風向的平均風壓系數等值線圖。

圖4 典型風向角下平均風壓系數分布圖

在順風向下，由圖4(a)可知，屋蓋懸挑前端產生較大負壓，風壓變化激烈。隨著距離的增加，負壓逐漸變小，到達波谷處風壓接近0；經過第二個波時由于氣流分離出現負壓，在波峰處達到最大約為-0.1。屋蓋G由于中間開敞，風流經中部的連通過道產生“上吸下頂”的疊加作用，故屋蓋G的屋面中部開敞區域負壓均大于屋蓋V且未出現正壓。屋蓋V和G的平均風壓系數最值分別為-1.47和-1.28，均出現在屋蓋南側的角區邊緣。

當風為斜風向時，由圖4(b)可知，屋蓋的角部產生了明顯的錐形渦[7]，漩渦區域風吸力很大且變化劇烈。由于風向角為斜偏下方向，屋蓋V和G平均風壓系數最值均出現在角部偏下位置，分別為-1.79和-1.64。在下風向區域由于漩渦作用強度減小，風吸力迅速減小。

在橫風向下，由圖4(c)可知，屋蓋G中部開敞區域幾乎不受風，屋蓋V和G的風壓分布對稱性很好。氣流在屋蓋前緣形成柱狀渦，從屋蓋前緣到中部，平均風壓系數大致由-1.0逐漸減小到-0.1，在屋蓋的下半部分風壓很小，基本為0。最小平均風壓系數出現在中央廊道與屋蓋交界的角部區域，分別為-1.45和-1.49，遠大于外側角部邊緣的風壓系數-1.0。

3.2 全風向角風荷載分析

為了研究在不同風向角下的風荷載特性，選取屋蓋V和G的角區測點200、北端挑檐波谷處測點208、外挑檐中部測點110以及屋蓋中區的波峰測點160為分析對象，圖5(a)～5(d)給出了四個測點平均風壓系數和脈動風壓系數隨風向角的變化曲線?？紤]到兩個屋蓋的對稱性和差異性，為了便于比較，以風洞試驗風向角為基準，屋蓋G起始角為0°，角度按逆時針增加，屋蓋V起始角為180°，角度則按順時針增加。如50°則對應G50°和V130°。

由圖5(a)可知，測點200處于屋蓋角區，當來流從順風向變為斜風向時(0°~50°)，平均風壓與脈動風壓均急劇變大。在50°時，受錐形渦作用，屋蓋G和V平均風壓同時達到極值且數值差異明顯，分別為-2.0和-1.75；兩者脈動風壓系數在30°~70°范圍均較大，約為0.45。當風向角為60°~160°，平均風壓與脈動風壓則迅速減小。隨著風向角繼續增加，由于屋蓋處于下游，風壓基本穩定在0左右。

由圖5(b)可知，處于屋蓋北挑檐波谷的測點208，變化規律與角區測點200相似，但風壓變化沒有角區測點劇烈，故其曲線輪廓則顯得“矮胖”。由于該測點在屋蓋中間，在0°~180°風向角下，平均風壓系數與脈動風壓系數變化曲線基本關于90°對稱，但在某些風向角下平均風壓為正壓，在70°~110°區間，平均風壓系數和脈動風壓系數達到極值分別約為-0.9和0.2，但屋蓋G的平均風壓系數略大于屋蓋V。

由圖5(c)可知，外挑檐中部的測點110，風壓系數變化曲線基本關于180°對稱且脈動風壓系數曲線基本重合。在0°~90°，平均風壓系數從-1.05左右逐漸減小到0，在部分風向角屋蓋G的風吸力強于屋蓋V；在100°~180°時，出現較小的正壓，且屋蓋G的平均風壓比V小一些。由于此測點處于屋蓋G的開敞區域外沿，在部分風向角下該點的風場有所不同，在下風向，差異性明顯減弱。

由圖5(d)可知，對于在屋蓋中區波峰的測點160，風向角在0°~350°時，平均風壓系數與脈動風壓系數均較小。波峰處由于氣流分離作用而在全風向都表現為風吸，平均風壓系數介于-0.1到-0.35之間，且屋蓋G的負壓略強于V。由于在中區波峰處氣壓已變得較緩和，風壓脈動微弱，全風向脈動風壓系數維持在0.05左右。

總體來說，屋蓋V與屋蓋G因體型對稱其風壓系數變化曲線基本一致。受錐形渦控制的屋蓋角區測點200，風壓系數隨風向角變化明顯且具有較大的極值。外挑檐波谷測點208和北挑檐中部測點110風壓變化沒有角區劇烈，其平均風壓系數和脈動風壓系數的極值大概只為屋蓋角區的一半。在屋蓋波峰位置的測點160，由于在此處尾流分離，故在全風向下其平均風壓和脈動風壓均很小。

對于大跨度懸挑屋蓋而言，上吸風極值通常為最不利荷載。根據公式(2)本文給出用于指導圍護結構設計的屋蓋全風向角最不利極值負壓分布如圖6所示。

圖6 全風向角極值負壓分布圖

由圖6可以看出，兩屋蓋極值負壓分布整體對稱性較好，在屋蓋中間開敞區域有些許差異。屋蓋迎風的邊緣角區風壓等值線密集，風壓變化劇烈。在外挑檐南北四個角區風壓大致在-4.5 kPa至-6.5 kPa范圍內，而在與中央廊道交界的角區風壓為-5.0 kPa至-7.0 kPa。最大負壓均出現在中央廊道與屋蓋交界區外側，屋蓋V在80°風向角達到最大值為-7.16 kPa，對應的屋蓋G則在100°風向角達到最大值為-7.04 kPa。其他區域從外向里則由-3.5 kPa緩慢減少至-0.5 kPa，并且-0.5 kPa區域接近整個屋蓋的1/3。

3.3 底部封閉和開敞屋蓋體型系數對比分析

由于屋蓋V和屋蓋G的不同之處在于底部是否開敞與兩者之間存在2.9 m的高差，選取屋面典型測點在迎風向時(V180°、G0°)上、下表面以及總表面體型系數為研究對象，從而明確底部封閉與開敞對屋蓋風場的影響。在屋蓋的外挑檐選取一組測點(由北向南測點編號為185-21)，另一組測點則在開敞區域的迎風向(測點編號為111-123)，具體測點位置及編號見圖3。圖7和圖8給出屋面兩組測點迎風向的體型系數。

從圖7可以看出，屋蓋底部開敞后，外挑檐測點上表面負體型系數相比閉合屋蓋均有不同程度的減小，開敞區域附近有微弱減小(風吸變小)，遠離開敞區域時則更顯著。開敞區域內的測點110、95和靠近開敞區域的測點125、81下表面的正體型系數顯著變大(風壓變大)，對于遠離開敞區域的測點，兩者下表面的體型系數基本一致。對于總體型系數，表現為屋面開敞后，外挑檐開敞區域附近風吸力變大，遠離開敞區域時風吸力減小。

圖7 外挑檐測點體型系數

圖8 開敞區測點體型系數

從圖8可以看出，兩個屋蓋的上表面的風吸力隨著距離的增加呈減小趨勢，在波峰和波谷由于氣流的分離再附會有所波動，而對于開敞區的下表面，體型系數曲線與屋蓋的波浪形輪廓基本一樣，波峰處風壓較大，反之波谷處壓力較小。開敞屋蓋上表面負體型系數小于閉合屋蓋，但是與下表面風壓力相疊加后，屋面整體風吸力要強于封閉屋蓋。

綜合以上情況，屋蓋底部開敞時，風加速從空隙流過，空隙之間的風由于匯聚效應導致開敞區域周圍風荷載顯著增大約6%，即“窄管效應”。而由于開敞區空隙的分流，減弱了鈍體繞流的堵塞作用，使屋蓋上表面風吸力有所減弱。

3.4 懸挑端體型系數分析

為了分析屋蓋懸挑端的體型系數，圖9分別給出屋蓋V西側、北側以及屋蓋G東側、北側懸挑區域測點在迎風向的體型系數。懸挑端具體測點的位置及編號見圖3。

圖9 懸挑端測點體型系數

由圖9可知，屋蓋V和G北側懸挑端大部分測點體型系數在-1.5至-1.7區間，角區測點199和測點208的體型系數則較小。但測點214的體型系數卻非常大，約為-2.3左右，此測點處于屋檐懸挑端的內凹拐角區且在中央廊道下面，當氣流經過時，中央廊道阻擋了氣流，形成自然的“風嘴”而產生“兜風效應”，顯著放大了氣流[8]，使得這些部位所受的風荷載較大，在實際工程中需特別注意這種類似區域的抗風設計。屋蓋東、西側懸挑區域體型系數差別已在3.3節中介紹，此處僅對底部封閉屋蓋進行分析。由圖可知，角區測點199和測點1體型系數分別為-1.1和-2.0，而其他測點的體型系數基本在-1.6至-1.8區間。故對于此工程，屋蓋懸挑端迎風向的體型系數可取為-1.5至-1.8，在局部凹角處和角區可放大約25%。

4 結論

1）屋面平均風壓以負壓為主，在迎風向屋檐及其角區出現明顯的氣流分離，存在很大的負風壓且變化梯度很大；除屋檐懸挑區域附近外，屋蓋其他區域風壓較小。

2）結構外形在鈍體繞流中起決定性作用，在某些風向角下，屋檐懸挑的凹角處由于結構局部特殊的體型產生“兜風效應”從而顯著增大負壓，需特別注意這種類似區域的抗風設計。

3）由于“窄管效應”，底部開敞屋蓋在開敞區域周圍風吸力增大，而底部開敞減弱了氣流的堵塞作用，使屋蓋上表面風吸力有所減弱，對下表面風壓力影響不大。

4）對于本工程，屋蓋懸挑端迎風向的體型系數基本在-1.5至-1.8之間，在局部凹角處和角區需適當放大。

[1] Holmes J D. Wind load of structures[M].New York:Spon Press,2001:210-221.

[2] 李方慧,倪振華,沈世釗. 不同地貌下幾個典型屋蓋的風壓特性[J].建筑結構學報,2007(1):119-124.

[3] 董欣,葉繼紅. 大跨度平屋蓋表面風荷載體型系數研究[J].土木工程學報,2012,45(4):29-42.

[4] 李元齊,胡渭雄,王磊. 大跨度空間結構典型形體風壓分布風洞試驗研究現狀[J]. 空氣動力學學報, 2010(1): 32-38.

[5] GB50009—2012 建筑結構荷載規范[S]. 北京:中國建筑工業出版社,2012.

[6] Davenport A G. Note on the distribution of the largest value of a random function witn application to gust loading [J].Proceedings of the Institution of Civil Enigineers,1964,28(2):187-196.

[7] 程志軍,樓文娟,孫炳楠,等. 屋面風荷載及風致破壞機理[J]. 建筑結構學報, 2000(4): 39-47.

[8] 方江生,丁潔民,王田友. 北大體育館屋蓋的風荷載及周邊建筑干擾影響的試驗研究[J]. 空氣動力學學報, 2007(4): 443-448.

Wind Tunnel Test of A Convention and Exhibition Center

*LIU Biao1, HUANG Yong-jun2

(1. School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou, Guangdong 510641, China;2. Shenzhen Aube Engineering Architectural Design Co., Ltd., Shenzhen, Guangdong 518053, China)

Based on the wind tunnel test of two long-span waviness cantilevered roofs on the north of a convention center,the mean wind pressure distribution under typical wind direction is discussed. Moreover,the distribution of mean wind pressure, fluctuating wind pressure and extreme wind pressure under the full wind direction are studied.Furthermore,the effect of open bottom on the wind load of cantilevered roof is discussed. The test results show that the roof is mainly presenting negative pressure, and the wind pressure in other areas is very small except for the cantilevered area of the roof under the windward direction. The special shape of the roof may cause “catch the wind” to increase the wind pressure significantly and the “narrow tube effect” caused by the open bottom will increases the wind load in the open area significantly. Meanwhile,since the open bottom weakens the blockage of the airflow, the wind suction on the upper surface of the roof is weakened, but the wind pressure on the lower surface is not greatly affected.The shape coefficient of the cantilevered area of the roof in the windward direction is approximately in the range of -1.5 to -1.8.

long-span cantilevered roof; wind tunnel test; wind pressure coefficient; shape coefficient

TU312.1

A

10.3969/j.issn.1674-8085.2019.02.014

1674-8085(2019)02-0077-06

2018-12-29；

2019-01-14

*劉 彪(1994-)，男，江西吉安人，碩士生，主要從事結構工程抗風研究(E-mail:liubiao1102@163.com);

黃用軍(1962-)，男，湖北武漢人，教授級高級工程師，主要從事結構設計工作(E-mail:huangyongjun@aube-cc.com).