山墙疏透率对并列布置双煤棚风荷载的影响

苏 宁，彭士涛，洪宁宁

(交通运输部天津水运工程科学研究所，天津 300456)

近年来港口煤炭矿石堆场环保要求不断提升，露天堆场存储方式工艺逐步转变为封闭式料仓储存，以降低对大气环境的污染。大跨度煤棚是港口封闭式料仓储存的主要方式之一，大跨度煤棚属于风敏感结构，风荷载的确定是该类结构设计中的重点和难点[1]。为满足环保要求，传统煤棚的山墙多采用彩钢板封闭以抑制粉尘逸散，但不利于通风及消防。开敞或半开敞煤棚能够保证空气流通，但在一定程度上牺牲了抑尘效果。采用疏透网板(防风抑尘网)作为山墙的围护结构能够较大程度上兼顾煤棚的抑尘和通风，是一种较为理想的煤棚建设形式[2]。

国内近年来开展了大量针对大跨度煤棚风荷载及风效应的研究，李元齐等[3-4]、张超东[5]、王科[6]、李玉学等[7]、Natalini等[8]分别通过风洞试验研究了不同几何形状(矢跨比、高跨比、长宽比)和来流地貌下圆柱面屋盖的风效应统计及频谱特性。张雷[9]、马文勇等[10-11]、孙一飞等[12]、李玉学等[13]、冯鹤等[14]分别研究了长宽比、端部开敞形式、局部开口等因素对三心圆柱面煤棚脉动风荷载和风振响应的影响，为主体结构等效静风荷载和围护结构非高斯极值风荷载的确定提供了依据。黄鹏等[15]、王策等[16]、陈琳琳等[17]分别研究了煤堆以及周边建筑气动干扰等因素对煤棚体型系数的影响。杨林[18]和苏宁等在大量风洞试验结果基础上采用人工神经网络方法对煤棚结构设计风荷载进行预测。然而，上述研究中的煤棚端部山墙均为传统的封闭、半封闭及开敞形式，端部采用疏透网板煤棚的风荷载特性未见研究。

本文通过风洞试验研究了端部采用疏透网板的大跨度煤棚风荷载特性，通过对比端部封闭、开敞情况下的风荷载特性，重点分析了端部疏透率对煤棚整体风力系数、风压体型系数和极值风压系数的影响。由于港口堆场一般为并列布置(两煤棚间距仅为消防间距，不超过煤棚跨度的1/10)，双煤棚为常见的建筑布局形式，本文还探讨了相邻煤棚对气动风荷载的干扰特性。最后总结形成疏透山墙煤棚的分区体型系数及分区极值风压系数，为工程设计提供依据。

1 风洞试验及数据处理方法

1.1 试验模型

本文研究对象为并列布置的三心圆柱面煤棚，每个煤棚的纵(y)向长度为264 mm，跨度(x向)为138 m，煤棚矢高(z向)为45 m，结构顶部设置3 m高天窗，两并列布置煤棚之间设置10 m消防间距。山墙考虑为全封闭、疏透率φ=10%，φ=30%，φ=60%防风网及全开敞形式，如图1(a)和图1(b)所示。模型采用ABS板材按1∶200缩尺比制作，测点布置、坐标方向及风向示意图，如图1(c)所示。其中，外表面布置302个测点(图1(c)中的方形实心点■)、内表面布置214个测点(图1(c)中的圆形形空心点○)，共计516个测点。测点由1.5 m长PVC测压管与压力扫描阀连接，对煤棚内外表面压力进行同步测试。

图1 试验模型示意

1.2 风场模拟

风洞试验在交通运输部天津水运工程科学研究所大气边界层风洞中完成，该风洞为单试验段直流正压风洞，试验段尺寸为4.4 m(宽)×2.5 m(高)×15 m(长)。该风洞由一400 kW直流风机驱动，最大风速可达30 m/s。

风洞试验采用尖劈和粗糙元对GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》中的A类地貌进行模拟，测压试验前，采用三维脉动风速仪对模型处的平均风速及湍流度剖面进行测试，测试结果如图2所示。图中，z为高度，Uz为高度z处的平均风速，Uz0为高度z0(=1 m)处的平均风速，Iz为高度z处的湍流强度。

图2 试验平均风速及湍流度剖面

1.3 测试工况

将测试模型固定在风洞试验段转盘中央，采用风洞转盘调整风向，考虑对称性，风向角取为0°～180°，每隔10°，共计19个风向如图1(b)所示。采用电子压力扫描阀对煤棚内外表面测压点进行风压测试，在来流上游屋盖高度H处采用三维脉动风速仪对参考风速UH进行测试，试验风速取为UH=15 m/s。风速比假设为1∶2，根据斯托罗哈相似准则，频率比为100∶1，时间比为1∶100。试验采样频率为fs= 330 Hz，采样时长Ts=60 s，对应于原型尺度10个10 min样本。对五种山墙形式(全封闭、φ=10%，φ=30%，φ=60%、全开敞)的单煤棚和双煤棚进行测压试验，共计试验工况10组，采集10 min风压样本1 900个。

1.4 数据处理方法

首先利用管路系统传递函数对压力时程数据进行修正，然后将模型内、外表面压力数据插值到统一的坐标系统(图1(b))下，得到位置j(j=1,2,…,516)在时刻tk=k/fs(k=1,2,…,N，N=fsTs=19 800)的内、外表面风压Pij(tk)和Poj(tk)，由式(1)计算净风压系数时程Cpnj(tk)

(1)

(2)

式中，μzj为位置j处的风荷载体型系数。

为比较不同工况下的煤棚整体受力情况，定义i轴的体轴风力系数CFi(i=x,y,z)，如式(3)所示。

(3)

式中:Aj为位置j的附属面积；φj为位置j处的疏透率；cosγji为位置j在i轴的方向余弦；Ai为煤棚在i轴的投影面积；CFx，CFy，CFz分别为山墙阻力系数、屋盖阻力系数和屋盖升力系数。

对于极值风压系数，本文采用多样本最值取平均值的方法，取10个10 min样本最大(小)净风压系数的平均值，作为极大(小)值风压系数。全风向下的极值风压系数包络用于围护结构设计参考。

2 试验结果及其分析

2.1 整体风力系数变化规律

所有工况煤棚整体力系数随风向的变化，如图3所示。图中的风向示意见图1(b)，其中单煤棚由于对称性，风荷载随风向分布沿90°风向对称，在考虑干扰效应的情况下，当风向为0°～90°时，测试煤棚处于干扰煤棚的下游；当风向为90°～180°时，测试煤棚处于干扰煤棚的上游。

由图3(a)可以看出，山墙阻力系数总体随疏透率增大而减小。对于单煤棚而言，当山墙疏透率小于30%时，山墙整体受力的最不利风向一般为90°±20°的斜风向，而当山墙疏透率大于30%时，山墙最不利风向趋于90°正面迎风的情况。并列布置煤棚的干扰会使上游煤棚的山墙阻力系数增大，该增大效应随着山墙疏透率减小而增大，最不利风向变为110°～120°。

由图3(b)可以看出，山墙开敞时屋盖阻力系数显著大于其他工况，山墙疏透率的影响较小。对于单煤棚而言，风力沿风向具有对称性，最不利风向一般为30°～40°(140°～150°)。考虑并列布置煤棚的干扰效应，屋盖阻力系数有所降低，最不利工况出一般现在40°斜风向的下游煤棚。

由图3(c)可以看出，山墙封闭时煤棚最不利升力系数大于其他工况，山墙疏透率对屋盖升力系数的影响较为复杂，但当山墙不完全封闭时，其随风向的变化趋势具有一定相似性。单体煤棚屋盖升力的最不利风向一般为30°～40°。考虑并列布置煤棚的干扰效应，屋盖升力的最不利值略有降低：当山墙封闭时，最不利工况为上游屋盖纵边迎风(180°)和斜风向(30°)下的下游屋盖；当山墙不完全封闭时，下游屋盖斜风向(50°～70°)工况最为不利。

图3 煤棚整体力系数

2.2 体型系数变化规律

典型风向(0°，40°，90°)下单煤棚的体型系数分布图，如图4所示。由图可以发现，当屋盖纵边正面迎风时(0°风向)，随着山墙疏透率增大，屋盖迎风区压力体型系数由0.5增大到1.0以上，屋盖顶部及天窗风吸力体型系数绝对值降低30%以上，这是由于疏透山墙有利于煤棚内外的气流交换，在屋盖内表面形成负压所致。山墙封闭时，其前缘由于气流分离产生较大的吸力，该现象随着山墙疏透率增大而迅速减弱。

图4 单煤棚体型系数

在斜风向下(以40°风向为例)，屋盖迎风短边的跨中处受到气流分离产生的锥形涡影响，产生较大的吸力，该吸力体型系数随着山墙的通风而减弱，完全开敞时减幅可达30%以上。下游山墙的风吸力，随疏透率增大而减小，当山墙完全开敞时，伴随气流流出，屋盖尾部背风处出现较大吸力，体型系数可达-1.0。山墙正面迎风时(90°风向)，迎风边由于气流分离产生的风吸力体型系数随着山墙疏透率增大而减小，完全开敞时减幅约50%。随着山墙疏透率增大，气流从下游山墙流出量增加，下游山墙风吸力体型系数略有增加，屋盖尾部风吸力体型系数绝对值增大，完全开敞时可达-0.6以上。

并列布置双煤棚体型系数分布图，如图5所示。图中将待测煤棚处于上游的工况(90°～180°)试验结果对称到其处于上游的工况(0°～90°)，以直观反应双煤棚的风荷载分布情况。由图可以发现，上游屋盖迎风处体型系数分布与单煤棚较为接近，两屋盖相邻位置处的体型系数受相邻煤棚干扰影响显著。屋盖长边迎风时(0°风向)，由于上游屋盖的遮蔽效应，两屋盖相邻处体型系数绝对值较单煤棚降低约10%，下游屋盖迎风处正压显著降低50%以上。斜风向时(以40°风向为例)，由于下游屋盖对尾流的阻滞，在两屋盖相邻位置处中部产生正压，随着山墙疏透率增大而增大，完全开敞时，体型系数可达0.5，且下游屋盖迎风正压区相比单煤棚向下游移动。山墙迎风时(90°风向)，两煤棚相邻处前缘负压增大约30%，这是由于该处气流加速所致。除此之外，双煤棚体型系数分布规律总体与单煤棚较为接近。

图5 双煤棚体型系数

2.3 全风向极值风压系数变化规律

各工况下单煤棚全风向极值风压系数，如图6所示。由于煤棚的对称性，其全风向极值风压系数沿两个主轴中轴线对称。由图可见，煤棚纵边及山墙顶部极大值风压系数的最不利位置，煤棚纵边极大值风压系数随着山墙疏透率增大而增大，到完全开敞，增幅可达30%。煤棚短边及天窗处极小值风压系数最为不利，随着山墙疏透率增大，由于气流的流通，分离流产生的风吸力减弱，极小值风压系数绝对值降低约20%。山墙边缘上由气流分离引起的最不利极小风压系数随着山墙通风增强显著减小，减幅超过70%。

图6还给出了各工况下双煤棚全风向极值风压系数，沿煤棚跨向中轴线和两煤棚临边中线对称。由图可见，双煤棚在边缘两侧极值风压系数分布与单煤棚基本一致。在两煤棚相邻区域，极大值风压系数向煤棚两侧中部移动，极小值风压系数绝对值减小约10%。

图6 单煤棚全风向极值风压系数

3 分区风荷载取值建议

3.1 分区体型系数

为方便工程应用，根据煤棚体型系数分布规律，对煤棚进行分区如图7所示，分区体型系数由各区域内的体型系数面积加权平均得到。根据2.1节图3(b)、图3(c)，在相邻屋盖干扰下，屋盖的整体最不利风力系数(升力、阻力)不超过单体煤棚屋盖。单体屋盖的分区体型系数，如表1所示。由于屋盖风荷载体型系数随山墙封闭形式(封闭、开敞、疏透)变化较大，而采用疏透山墙时，山墙疏透率对屋盖体型系数的影响并不敏感，且工程采用的防风网疏透网板疏透率一般在30%左右，因此，表中对山墙疏透率10%～30%的结果进行了包络，便于使用。此外，针对煤棚屋盖结构抗风设计，除了两个体轴正风向(0°，90°)的验算之外，还建议对最不利的斜风向进行验算。为设计安全，表中给出的斜风向取值为单体煤棚屋盖最不利斜风向30°～40°的包络值。

图7 煤棚风荷载体型系数分区示意图

表1 煤棚屋盖分区体型系数建议值

考虑干扰效应不同风向下煤棚山墙分区体型系数，如图8所示。由图可以发现，山墙封闭时最不利风吸力体型系数-0.8，最不利风压力体型系数0.6；山墙采用疏透板时，体型系数范围为-0.4～0.7，可供设计参考。

图8 煤棚山墙分区体型系数

3.2 分区极值风压系数

根据全风向极值风压系数分布规律，对煤棚进行分区如图9所示，对单煤棚工况，采用图中单煤棚半跨分区进行对称，对于双煤棚工况，两外侧半跨采用图中单煤棚半跨分区结果，内半跨(两煤棚相邻侧)采用图中双煤棚半跨分区结果。分区极值风压系数取值为分区内全风向极值风压系数的包络值，如表2所示。表中同样对山墙疏透率10%～30%的结果进行了包络，便于使用。由表可知，与封闭山墙相比，采用疏透山墙使屋面极大值风压系数增加约0.3，屋面极值风吸力平均约降低10%，山墙极值风吸力显著减低达70%。

表2 煤棚分区极值风压系数建议值

图9 煤棚极值风压系数分区示意图

4 结 论

(1)增加煤棚山墙疏透率有利于煤棚内外气流交换，可有效降低气流分离形成的负压，屋盖顶部及天窗风吸力体型系数绝对值降低30%以上，极小值风压系数降低约10%；山墙的负压体型系数降低约50%，极小值风压系数降低可达70%。

(2)增加煤棚山墙疏透率使煤棚内部产生一定负压，一定程度上增大了煤棚结构的正向净风压，正面迎风时迎风面正压体型系数由0.5增大到1.0以上，屋面极大值风压系数相比封闭山墙煤棚平均约增长0.3。

(3)煤棚山墙采用疏透板能够有效兼顾通风抑尘等煤矿储运工艺需求，也能有效降低结构不利风荷载，综合考虑煤棚山墙最佳疏透率建议选取为30%附近。

(4)考虑并列布置双煤棚的干扰效应，整体看来双煤棚屋盖荷载的最不利合力不超过单煤棚包络值，可按单煤棚的正、斜风向不利工况验算。对于山墙，其封闭时体型系数范围为-0.8～0.6；采用疏透板时，体型系数范围为-0.4～0.7。

(5)受相邻煤棚的影响，两煤棚相邻半跨的风压分布变化显著，极值风压系数向正值方向移动(正压增大，负压减小)，本文通过调整分区形式与单煤棚的分区极值风压系数进行统一描述，为工程设计实践及规范提供依据。