超高层建筑横风向风振局部气动外形优化

王　磊, 梁枢果,王泽康,张正维

(1.河南理工大学 土木工程学院,河南 焦作 454000； 2. 武汉大学 土木建筑工程学院,湖北 武汉 430072；3.奥雅纳工程咨询(上海)有限公司,上海 200031)



超高层建筑横风向风振局部气动外形优化

王磊1,2, 梁枢果2,王泽康1,张正维3

(1.河南理工大学 土木工程学院,河南 焦作 454000； 2. 武汉大学 土木建筑工程学院,湖北 武汉 430072；3.奥雅纳工程咨询(上海)有限公司,上海 200031)

摘要:为了研究局部气动措施对方截面超高层建筑横风向风振的控制效果,开展大量的多自由度气弹模型风洞实验,测量模型在多种切角率、圆角率、粗糙条及开洞方式下的横风向风致位移响应,对横风向位移进行对比分析.结果表明：当切角率大于5%或圆角率大于15%时,横风向风致位移响应显著降低,位移均方根随折算风速的变化曲线接近直线而不再呈倒“V”字形,说明涡激共振发生的可能性得到了有效抑制；切角率或圆角率越大,横风向位移响应的减小幅度越显著；特定粗糙条的设置可以使涡振响应幅值降低20%以上；通风洞不论是垂直于来流还是平行来流,都会使涡振响应幅值减小,且洞口在中上部时的效果最佳.整体来看,局部气动外形控制措施具有显著的抗风优化效果.

关键词：超高层建筑；涡激振动；多自由度气弹模型；气动外形；切角；圆角；粗糙条；开洞

气动外形的合理设置可以大大降低风敏感结构的风致响应.对于达到一定高度级别的超高层建筑,建筑体型优化被认为是最有效的气动控制措施,因为通过建筑体型优化来改变风特性是“治本”的行为[1-2].在局部外形优化措施中,切角和圆角处理措施是一种典型的高层建筑抗风气动优化方式[3].Kwok等[4-5]开展了表面角沿处理等气动外形对高层建筑动力风致响应的研究,结果表明,削角会显著降低横风向和顺风向的风荷载,当切角率为10%时,横风向和顺风向风致位移会减小30%～40%.Kawai[6]对多种断面形状的柱体进行摆式气弹模型试验,研究发现,对于切角、倒角、圆角3种角部处理方式来说,圆角的优化效果最显著,即便单侧角部尺寸改变只有截面的5%,风致响应仍受到很大影响.Hayashida等[7-8]分别采用测力天平、气弹和测压模型技术研究不同断面外形对600 m 高的超高层建筑的气动力、风压特性和风致动态响应的影响.Hayashida等[9]采用测力天平技术研究开口和削角对方形断面风效应的影响.谢壮宁等[10]对锥度化的高层建筑进行了切角处理,说明切角处理措施能够基本上消除横风向的漩涡脱落现象.顾明等[11-12]通过风洞实验研究不同外形的超高层建筑的动态风载,采用多种不同外形的刚性模型,通过高频测力天平技术研究建筑物长细比、截面形状等因素的影响.曹慧兰等[13]通过高层建筑摆式气弹模型实验,研究方形截面超高层建筑的削角、凹角处理及截面沿高收缩率对顺风向气动阻尼比的影响.张正维等[14]通过测力天平实验,研究切角和圆角对基底弯矩的影响,并拟合不同切角率和圆角率模型的基底弯矩修正系数.有关局部通风洞对风效应的影响方面,目前研究主要集中在通风洞对局部和整体风压的影响[15-17].

整体来看,尽管风工程界先后研究了削角、圆角、开口等局部外形对风致响应的影响,但既有研究多以刚性模型测压、测力天平测基底力的方式开展,该方式无法兼顾到气弹效应的影响；另一方面,既有研究的气弹模型试验多是基于底部弹性支撑的单自由度模型展开,精确性难以保证[17],且研究对象并非针对涡激振动本身,因而有关横风向振动尤其是涡激振动方面的气动控制效果及原因的分析有待完善.本文通过精细的多自由度气弹模型,针对横风向涡振现象,考察几种常见的气动外形优化结果,以期为超高层建筑局部气动外形优化工作提供参考.

1风洞试验概况

本文的试验研究对象是高宽比为10、一阶频率为0.095 Hz、高度为600 m的方截面超高层建筑.模型的几何缩尺比为1∶600,风速缩尺比约为1∶6,频率缩尺比约为100∶1,最终的频率比要根据调试完成后的模型频率作一定调整,风速比随之微调.图1给出本文多自由度气弹模型的设计简图和模型图片,有关该实验更详细的模型制作方法、测量仪器、风场调试等实验概况可以参见文献[18,19].为了便于调整局部外形,综合采用有机玻璃和轻木板两种外衣材料,关于不同外形模型的制作情况将在以下各节分别介绍.测试对象为模型顶部横风向风致位移响应,试验风速为4～16 m/s,横风向共振临界风速理论值为9.5～10.5 m/s,风场粗糙度类别为B类.

图1　多自由度模型设计简图及效果图Fig.1　Design of MDOF model

图2　切角模型横截面简图Fig.2　Cross sections of MDOF model with chamfering

2切角对涡振响应的影响

图2给出本节试验工况的模型横截面简图.定义切角率为单侧切角尺寸与横截面宽度之比,图2的切角率依次为0%、2.5%、5%、7.5%、12.5%.由于模型骨架的制作周期长、费用高,这些不同的切角率是在不更换模型骨架的情况下,通过相应形状的边条实现,如图3所示为调整切角率所用边条.

图4给出部分切角模型照片.可以看出,各模型的制作效果较好,自上而下截面形状比较一致,在接缝处外形过渡比较顺畅.表1给出不同切角率模型结构参数.表中,n0为各工况一阶自振频率,M为均匀当量质量,ξ为结构阻尼比,Sc为斯科拉顿数,γc为角部处理率.从表1可以看出,各模型的质量阻尼参数差别很小,这保证了不同工况之间的可比性,说明以上调整切角率的方法取得了较好的效果.

图3　调整切角率所用边条Fig.3　Coated strips for adjusting chamfering ratio

图4　部分切角模型照片Fig.4　Photos of MDOF model with chamfering

工况n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Scγc/%123459.949.609.589.209.202.052.152.202.051.952.52.32.22.42.68.28.07.87.98.302.55.07.512.5

图5　不同切角率模型的横风向均方根位移 Fig.5　RMS responses of models with different chamfering

如图5所示为不同切角率模型的横风向均方根位移统计结果.图中,Vr为模型顶部风速为参考的无量纲折算风速,σ为模型顶部均方根位移响应.从图5可以看出,在临界风速附近,不切角(切角率为0%)模型的均方根位移最大,切角率为2.5%的模型的均方根位移比不切角模型减小幅度甚微；当切角率达到5%时,均方根位移显著变小,且均方根位移曲线不再呈倒“V”状,即可以认为该切角的存在大大降低了共振发生的可能性.

图6　不同切角率静止模型的横风向气动力谱[3]Fig.6　Wind force spectrums of models with different chamferings[3]

一个值得注意的现象是,在图5中切角率为5%、7.5%和12.5%的模型涡振位移都是在折算风速9附近有略微的上凸趋势.显然,此处的上凸现象是因为在该风速下涡脱频率与结构频率的近似相等所致,这说明切角率在该范围内时模型的St相对较大(从图6的风力谱的主峰横坐标可以识别出St,结果与该结论基本一致),这会造成涡振临界风速的提前,从而使得切角模型在临界风速附近即便不发生共振,也可能出现不小的涡振位移.当切角率增加到20%时,St的增大幅度更显著.

为了进一步探讨切角使涡振响应降低的机理,借用文献[14]的研究结果.张正维等[14]分析不同切角率模型的横风向基底弯矩,拟合得到切角模型相对于不切角模型的横风向基底弯矩修正系数经验公式：

(1)

式中：γc为切角率.

图7　本文与文献[14]的气动优化结果对比Fig.7　Comparison of aerodynamic optimization result between this paper and Zhang[14]

从图7的结果可得以下结论.1)在共振风速之前(Vr=7.0,Vr=8.0),本文与文献[14]数据的曲线走势基本一致,都在切角率为7.5%附近出现曲线斜率由负变正的现象；当切角率为7.5%和12.5%时,两者的数据十分接近,相对于不切角模型的降幅都在25%附近.2)风速越接近折算风速,本文切角模型的“抑振”效果越显著,当风速达到共振风速(Vr=10.0,Vr=10.5)时,本文切角模型响应结果的降幅远远大于文献[14]弯矩结果的降幅.3)在任何折算风速下,当切角率增大到12.5%以上时,整体风荷载和风致响应方面的抗风优化效果变差.以上分析表明：当折算风速较小时,可以认为横风向风致响应的减小主要是由风荷载的减小所致；当折算风速达到共振风速时,涡振响应的降低除受风荷载的影响外,主要是由不同外形的气弹效应的差别所致.此处所说的风荷载是指静止模型受到的气动力.

图7中,文献[14]所涉及切角模型的最小切角率为0.75%,拟合曲线在γc≤7.5%时为直线.本文结果表明,5%切角率模型的风致响应不满足这一直线关系.有必要通过刚性模型和气弹模型实验相结合进行进一步研究.

根据以上分析,切角的有利方面是显著降低了临界风速附近的位移响应,减小了共振发生的可能性,不利方面是增大了涡脱频率,使结构频率与涡脱频率在较小的风速下可能达到相等,从而造成横风向位移的提前增大.考虑这两个因素：当切角率小于5%时,效果不显著；当切角率在10%附近(7.5%和12.5%)时,横风向位移得到了控制,且此时的气动力谱曲线没有显著的峰值,即在降低风荷载的同时又降低了共振发生的可能性；当切角率增大到20%(由于本文模型骨架尺寸的限制未能进行这一工况的试验)时,气动力谱重新出现一定的尖峰状,从理论上来说,这不仅使临界风速提前,而且没有显著降低共振发生的可能性,因而对横风向抗风是不利的.结合图7的结果,可以初步认为切角率为7.5%～10%时可以实现最佳抗风效果.

3圆角对涡振响应的影响

图8给出圆角模型横截面简图,图9给出部分圆角模型图片,表2给出各工况模型参数.

图8　圆角模型横截面简图Fig.8　Sections of MDOF model with rounding

图9　圆角模型横截面简图Fig.9　Photos of MDOF model with rounding

工况n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Scγc/%13459.949.629.309.602.051.951.901.882.52.72.72.58.28.48.27.5012.515.017.5

从图10可以看出：2种方式所得的实验规律十分接近,圆角的存在极大地降低了涡振位移,当圆角率约为12.5%时,临界风速附近的位移曲线随折算风速波动较大,且横风向涡振响应水平得到了有效的抑制；当圆角率继续增大到15%后,横风向风致响应大幅减小,且横风向风致响应随折算风速的变化近似呈直线状(针对折算风速>5的情况),说明圆角的设置在很大程度上消除了涡激共振发生的可能性.

图10　不同圆角率模型横涡振响应Fig.10　RMS response of models with different roundings

图11　不同圆角率静止模型的横风向气动力谱[9]Fig.11　Wind force spectrums of models with different roundings[9]

图11给出Hayashida[9]对圆角静止模型风洞试验所得的横风向整体风力谱S′(n).可以看出,对于具有一定切角率的模型,横风向风力谱没有呈现明显的谱峰,且整体能量比方截面模型明显偏小.这一结论在很大程度上解释了图10的结果,即圆角的存在显著改变了方柱体的漩涡脱落特性,抑制了漩涡的规律性发放特征,显著减小了横风向整体风荷载.

张正维等[14]对于不同圆角率模型的横风向基底弯矩修正系数经验公式为

(2)

图12给出本文结果与文献[14]的对比情况.从图12(a)可以看出,尽管文献[14]的拟合公式是从圆角率7.5%开始分段的,但事实上在圆角率不大于12.5%时基底弯矩的减小不明显,甚至有一定的增大现象,这一点与本文Vr=8时的结果是类似的.当圆角率增大到15%后,Vr=8时的基底弯矩和涡振响应都迅速减小.当折算风速接近临界风速时,涡振响应结果的降幅远大于弯矩结果的降幅,说明不同气动外形所造成的气弹效应有很大不同.

图12　本文与文献[14]的气动优化结果对比Fig.12　Comparison of aerodynamic optimization result between this paper and Zhang[14]

4立面粗糙条对涡振响应的影响

图13给出带粗糙条六边形模型横截面简图和风洞试验照片,表3给出模型参数调试结果,如图14所示为涡振响应统计结果.从图14可以看出,粗糙条的存在没有消除涡振位移的倒“V”字现象, 即没有显著降低共振发生的可能性, 但显著降低了

图13　带粗糙条模型图片Fig.13　Photos of MDOF model with rough strips

工况n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Sc粗糙条129.949.602.052.102.52.68.28.7无有

图14　有、无粗糙条的结果对比Fig.14　RMS responses of models with and without rough strips

共振时的响应幅值,降低幅度接近30%.有关粗糙条的影响,本文的工况较少,有必要进行更深入细致的研究.

5通风洞对涡振响应的影响

所谓通风洞是指贯穿于建筑横断面的水平向通透孔.图15给出通风洞的设置即模型制作效果图,共设置6各通风洞,每个通风洞的尺寸为20 mm×15 mm,可以实现的最大开洞率为1.8%.在试验时,为了考察不同位置通风洞对涡振响应的影响,所进行的工况有不开洞、开上排洞、开下排洞、开中排洞、上中下排洞都开,其中洞口的开启与闭合由硬质胶带完成.表4给出不同洞口朝向下模型在横风向的自振参数.

图15　开洞模型风洞试验图片Fig.15　Photos of MDOF model with openings

工况n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Sc洞口朝向129.8910.621.351.351.83.43.87.3平行与来流垂直于来流

图16给出洞口平行与来流时,不同通风洞设置方式对于涡振响应的影响结果.可以看出,当只开上部或下部一排通风洞时,在临界风速附近的涡振响应与不开洞时相差不大,而当开中洞或全部洞口都打开时,涡振响应幅值显著减小,减小幅度接近20%.根据文献[16,17]的结论可知,当通风孔与来流平行时,侧面上游的风压幅值变化不大,但侧面下游的风压幅值显著减小,即通风孔的存在会使横风向风荷载减小.除此,造成图16结果的原因主要有以下2点：1)洞口设置对漩涡脱落特性的影响；2)洞口影响区域范围大小及该区域对涡振贡献大小所致,具体来说顶部洞口的影响范围较小,下部洞口虽然有较大的影响范围,但该区域的风荷载对涡振响应的贡献相对较小,相反,中部开洞和全开洞的工况会显著降低涡振响应水平.

图16　通风洞对涡振响应的影响(洞口平行于来流Fig.16　RMS response of models with openings parallel to flow

图17　通风洞对涡振响应的影响(洞口垂直于来流Fig.17　RMS responses of models with openings perpendicular to flow

图17给出当洞口垂直于来流时,不同通风洞的设置方式对于涡振响应的影响结果.可以看出,当洞口垂直于来流时,不同的开洞方法对于涡振响应的影响与洞口平行与来流方向时是类似的,且当开中洞或开洞口全开时,涡振响应幅值的降低幅度都接近20%.从洞口对于漩涡脱落的影响规律来看,当洞口垂直于来流方向时,洞口的存在会使洞口附近作用在侧面的流体更难以形成规则有序的漩涡脱落,因而会在一定程度上抑制共振响应水平.

事实上,若要进一步分析通风洞对流固耦合现象的影响规律及机理,可以开展精细的气弹模型测压试验,即在洞口附近甚至洞口内侧布置大量的测压点以捕捉同步风压,考察洞口附近的涡脱特性,也可以用CFD方法或流迹显示方法考察模型振动时洞口附近的流体轨迹线.以上两方面的研究很欠缺,本文没有涉及,对此有待进一步的深入研究.

6结论

(1)切角的设置显著降低了临界风速附近的位移响应,减小了共振发生的可能性,但不利方面是增大了斯托罗哈数,使结构频率与涡脱频率在较小的风速下可能达到相等,从而造成横风向位移的提前增大.从整体来看,当切角率为7.5%～10%时可以实现较好的抗风优化效果；当切角率大于12.5%时,抗风效果开始变差.

(2)当折算风速较小时,切角模型横风向风致响应的减小主要是由风荷载的减小所致；当折算风速达到临界风速附近时,切角模型涡振响应的降低主要是由不同外形的气弹效应的差别所致.圆角模型在一定程度上呈现出这一特征.

(3)当圆角率约为10%时,横风向涡振响应水平得到了有效的抑制；当圆角率继续增大到15%后,横风向风致响应随折算风速的变化近似呈直线状,说明圆角的存在大大抑制了涡激共振发生的可能性.

(4)粗糙条的设置可以显著地降低涡振响应幅值,但没有消除涡振位移响应曲线的倒“V”字现象,有必要进行更细致的研究,以分析不同粗糙条的设置方式对涡振响应的影响.

(5)不论通风洞是垂直于来流还是平行来流,洞口的存在都会减小涡振响应幅值,且于中上部开洞的方式对涡振响应幅值的抑制效果最显著.在本文的开洞率范围内,涡激共振发生的可能性没有得到有效控制.可以开展更细致的通风洞设置及风洞试验,进行更深入的研究.

(6)可以对多种气动外形的刚性模型和气弹模型进行多测点的同步测压试验,分析气动外形对气弹效应的影响及气弹模型涡振的机理,进而得出更具指导意义的结果.

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收稿日期：2015-10-17.浙江大学学报(工学版)网址： www.journals.zju.edu.cn/eng

基金项目：国家自然科学基金资助项目(51178359).

作者简介：王磊(1987-)，男，讲师，从事结构抗风研究. ORCID：0000-0002-8058-9665.E-mail：tumuwanglei@163.com 通信联系人：梁枢果，男，教授.ORCID:0000-0003-3581-6440.E-mail: liangsgwhu@sohu.com

DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.07.003

中图分类号：TU 312; TU 972

文献标志码：A

文章编号：1008-973X(2016)07-1239-08

Effect of aerodynamic optimization to across-wind response of super tall buildings

WANG Lei1,2,LIANG Shu-guo2,WANG Ze-kang1,ZHANG Zheng-wei3

(1.SchoolofCivilEngineering,HenanPolytechnicUniversity,Jiaozuo454000,China;2.SchoolofCivilandArchitecturalEngineering,WuhanUniversity,Wuhan430072,China;3.ArupInternationalConsultants(Shanghai)LimitedCompany,Shanghai200031,China)

Abstract:Wind tunnel tests of multi-degree-of-freedom (MDOF) aero-elastic model were conducted in order to analyze the influence of aerodynamic modifications on across-wind response of super high-rise buildings with square section. The across-wind displacements of the models with various chamfering ratio, rounding ratio, openings and roughness were measured. Results showed that the vortex-induced vibration (VIV) displacements were significantly decreased when the chamfering ratio was larger than 5% or the rounding ratio was larger than 15%. Under these conditions, the VIV RMS displacements were almost linear with reduced wind speed. The response level decreased with increasing chamfering ratio or rounding ratio, which means the possibility of vortex induced resonance phenomena was decreased. The setting of the specific rough can reduce the amplitude of the vibration response of the vortex by more than 20%.The openings can make the vortex vibration response amplitude decrease, especially when the opening is located at the middle of the model. In summary,aerodynamic optimization is an efficient way to control the vortex-induced vibration of super-tall buildings．

Key words:super tall building; vortex-induced vibration; multi-degree-of-freedom aero-elastic model; aerodynamic shape; chamfering; rounding; roughness; opening