低矮建筑不同形式屋面局域破坏所致风载特性试验研究

(1.结构抗风与振动控制湖南省重点实验室，湖南 湘潭 411201； 2.湖南科技大学 土木工程学院，湖南 湘潭 411201)

低矮建筑在强风作用下极易受到严重损毁，主要破坏形式为门窗及屋面易损区(包括屋檐、屋脊、屋面转角)的损毁[1-2]。易损局域遭受破坏后，会将建筑内部暴露在强风之中同时受到内压的作用，对低矮建筑造成二次破坏。国内外研究学者对于墙面开孔已有较多研究。T.K.Guha等[3]研究了墙面多开孔与单开孔时内压的变化，并对内压的增益函数进行了分析。J.D.Ginger等[4]通过墙面不同面积开孔的实验，对实际测得的内压与理论计算得到的内压进行了对比。TK.Guha和RN.Shama等[5]研究了主开孔低矮建筑风致内压的影响因素，包括建筑内部容积、开孔面积大小、风速。Sharma等[6]通过对墙面有孔口的TTU房屋模型进行试验，研究了不同风向角下Helmholtz共振现象和准定常方法在内压中的应用。樊友川等[7]研究了常开孔工业厂房在风向角、开孔位置、开孔形状以及开孔大小对内压平均值和脉动值的影响。此外，基于内压传递方程估算建筑表面开孔所致内压的研究主要集中在墙面开孔情况[8-9]。

同时部分学者对屋面开孔所致内压特性也有一定的研究。李秋胜等[10]基于实测模型的风洞试验，分析了当平屋面角部不同形状开孔时低矮建筑内外屋面的风荷载特性。Xu等[11]基于一体育场屋盖为封闭曲面的工程实例，从实验和理论数值计算的角度对比了屋面开孔和立墙开孔所致内压的区别，并对内压的概率密度分布进行了研究发现内压基本呈高斯分布。李寿科等[12]对大跨平屋面不同位置和形状开孔进行了试验，研究了内外风压的空间分布规律及内外风压的相关性。时峰等[13]通过试验研究了屋面角部开孔所致屋面整体风荷载变化规律。

本文基于课题组前期研究[14-15]，针对18.4°常见坡角低矮建筑和平屋面低矮建筑屋面易损区不同位置、面积和形状开孔风洞试验，对比研究了2种屋面内外平均风压特征、脉动风压的时域和频域特性以及不同屋面开孔工况的净风压极值特性。

1 风洞试验概况

1.1 试验模型

本文试验模型I的原型建筑为双坡低矮房屋，几何尺寸为12 m×8 m×9.33 m，屋面坡度为18.4°，模型几何缩尺比为1∶40。模型II的原型建筑为平屋面低矮建筑，几何尺寸为12 m×8 m×8 m，模型几何缩尺比为1∶20。模型均采用双层有机玻璃制作，满足试验刚度要求，两种模型阻塞率分别为0.6%和2%。试验开孔位置根据未开孔时屋面易损区的风压分布确定[16]，试验开孔位置、 形状及开孔率见表1。模型测点为双层测点，即内外表面测点位置、编号等均一致，测点在屋面孔口处适当加密，其他区域均匀分布。屋面测点布置及风向角定义如图1所示。

表1 屋面开孔试验工况Table1 Roof opening test cases

图1 模型测点布置示意图Fig.1 Schematic diagram of model measurement points

根据本文试验模型的几何特性，按Holmes[17]相似比公式，通过模型底部开孔连接空腔的方式进行容积扩充(如图2)，达到正确模拟内压脉动特性：

图2 容积扩充示意图Fig.2 Model volume compensation schematic

(1)

式中：Vm、lm、Um分别为模型的内部体积、几何长度及风速，Vf、lf、Um分别为原型建筑的内部体积、几何长度及风速。

1.2 风场模拟

风洞测压试验在湖南科技大学风工程试验研究中心开展，该风洞试验段的截面尺寸为4 m×3 m×21 m。采用脉动风速仪及压力扫描阀进行测压试验，试验中的采样频率为333 Hz，可同时采集测点的样本数为10 000。试验风向角为0°～360°，风向角间隔为10°，并加测45°、135°、225°、315°等风向角。试验参考高度选取屋面平均高度处，试验模型的布置如图3所示。

图3 模型布置图Fig.3 The model layout in wind tunnel

根据《建筑荷载规范》(GB 50009-2012)[18]，利用尖劈及粗糙元模拟出缩尺比分别为1:40和1:20的B类风场，试验中控制参考高度处风速为11m/s，风场模拟结果及参考高度处纵向脉动风速谱如图4所示。

图4 风场模拟结果Fig.4 Wind field simulation results

1.3 数据处理

风洞测压试验所得的压力值通常转换为无量纲化的风压系数。

(2)

式中：Cpi(t)为测点i的风压系数时程，Pi(t)为测点i的风压时程，Pref为参考静压，ρ为空气密度，Ur为参考高度处纵向平均风速。

2 屋面易损区开孔风压特性

2.1 屋面风致内压分布

图5给出了坡屋面5种开孔工况在0°风向角下屋面内压平均风压系数的等值线分布图。由图5可知，5种开孔工况中屋面风致内压分布都较均匀。对于迎风面开孔工况，角部方形开孔所致平均内压系数明显大于其他工况，内压系数值达到-0.6左右，而迎风面孔口长度相同的工况G3和工况G4分别为-0.52和-0.58，迎风面孔口长度最小的工况G4中屋面内压仅-0.48。与迎风面开孔相比，背风面开孔工况G2内压为-0.3，明显小于迎风面开孔的4种工况，说明背风面开孔对屋面内压有削弱作用。这种现象可能是由于风致内压与来流作用迎风面孔口长度的大小有关，且迎风面开孔时，部分气流直接通过洞口进入建筑内部导致内压系数绝对值明显大于背风屋脊开孔。

图5 0°风向角坡屋面内平均风压系数分布Fig.5 Distribution of the internal and external mean pressure coefficients at wind direction angle of 0°

2.2 风向角对风致内压的影响

试验研究风向角对2种低矮建筑屋面易损区开孔风致内压的影响规律，由于屋面内压分布比较均匀，因此将屋面内压系数进行面积加权，得到单个风向角下统一的风压系数进行分析，结果如图6所示。

图6 全风向角下平均风压系数Fig.6 Mean pressure coefficient at full wind angle

由图6可知，无论坡屋面还是平屋面，平均内压系数随风向角变化的波动均较明显，坡屋面风致内压的波动幅度达到了0.6，而平屋面波幅更是高达1.2，这说明平屋面开孔所致内压受屋面气流分离影响更为显著。由图6(a)可以看出，除背风屋面开孔外，其他迎风屋面开孔所致内压随风向角变化趋势基本一致。同时发现孔口斜风向迎风(θ=45°)和孔口背风时(θ=180°和270°)，内压值(绝对值)均呈明显降低趋势。这是因为斜风向角作用下孔口区域受锥形涡影响较大，而孔口背风时受再附气流影响，此2种情况下进入孔口的气流特性均受特征湍流显著影响。图6(b)中平屋面风致内压的变化规律基本一致，且各风向角下内压值均高于坡屋面开孔。平屋面开孔所致内压受开孔形状影响较大，角部方形开孔所致内压系数明显小于其等面积开孔工况F4和F5，这也是与坡屋面开孔内压差异最大之处；对于两种屋盖形式，当不考虑开孔形状时，风致内压均基本随开孔率的增大而增大。

3 屋面开孔所致内外压脉动特性

3.1 全风向角下脉动风压系数

开孔结构稳态内压的脉动特性随风向角的变化规律相比平均内压变化规律要复杂得多，为研究屋面易损区脉动特性，将屋面孔口外边缘测点脉动风压系数和整体内屋面脉动风压系数进行面积加权(如式(3))，得到不同风向角对孔口外边缘与内屋面脉动风压影响的变化规律，结果如图7和图8所示。

图7 全风向角下脉动外压系数变化曲线Fig.7 Variation curve of external fluctuating pressure coefficient at full wind angle

图8 全风向角下脉动内压系数变化曲线Fig.8 Variation curve of internal fluctuating pressure coefficient at full wind angle

(3)

(4)

由图7可知，屋面不同开孔情况对孔口外边缘区域脉动风压无明显影响，其变化规律基本一致，且大多数风向角下平屋面脉动风压大于坡屋面。孔口背风时(210°风向角)，坡屋面孔口脉动外压系数最大，而平屋面则在孔口处于斜风向迎风时(330°风向角)脉动外压系数最大。图8表明，坡屋面中背风屋脊开孔所致脉动内压明显不同于迎风角部开孔，其脉动内压最大值出现在180°风向角，而屋面角部开孔下无论是坡屋面还是平屋面脉动内压最大值均出现在孔口迎风向。这主要是因为只有当孔口迎风时，孔口外压受气流分离影响从而导致进入建筑内部气流的脉动性更强，最终引起脉动内压增大。

3.2 脉动内压放大系数

为研究孔口脉动内压对稳态内压脉动特性的影响，引入脉动内压放大系数γCpi/Cpw[19]：

γCpi/Cpw=σCpi/σCpw.

(5)

式中，σCpw为孔口处外压系数均方根，σCpi为内压系数均方根。将孔口测点由山墙侧至屋檐侧进行编号为1～8，对0°、45°、90°、120°四种典型风向角下脉动内压放大系数进行分析，结果如图9所示。同时选取孔口脉动外压较大的风向角，给出了平屋面开孔所致脉动内压放大系数，结果如图10所示。

图9 典型风向角下坡屋面脉动内压放大系数Fig.9 Fluctuating internal pressure amplification factor at typical wind direction angle

图10 典型风向角下平屋面脉动内压放大系数Fig.10 Fluctuating internal pressure amplification factor at typical wind direction angle

由图9可知，0°风向角下沿着孔口顺时针分布测点的脉动内压放大系数逐渐减少，且除工况G1在3号点时最大外，其他4种工况均在2号点时最大；背风屋脊开孔所致脉动内压放大系数明显高于其他角部开孔工况。45°斜风向角作用下，孔口角部的3～6号点为脉动放大系数最大的情况。在90°风向角时，在迎风角部的6～7号点最大。120°斜风向角时，除工况G2外，其他工况脉动内压放大系数基本不变，而工况G2在6～8号点明显大于其他工况。综合对比4种风向角的分布，低矮建筑坡屋面开孔所致脉动内压系数基本小于孔口脉动风压系数，脉动内压在孔口脉动外压的基础上最大被削弱了近40%。

由图10可知，105°风向角下，放大系数由屋檐测点往山墙测点依次增大，工况F5大于工况F4，工况F1大于工况F3，工况F2山墙侧侧测点较大。120°风向角下，山墙侧7～9号测点的放大系数大于屋檐侧1～3号测点的，中间位于孔口角部的4～6号测点的放大系数最大，工况1的放大系数最大。195°风向角下，山墙侧9号测点没有放大现象，工况F4和工况F2大部分测点没有内压放大现象，工况5放大现象最明显。210°风向角下，1～5号测点的内压放大现象明显。345°风向角下，工况1的放大系数最大，而大部分测点没有放大现象，这主要是因为开孔斜迎风时孔口外压脉动值同样很大，使得内外压脉动近似。总体来说，孔口处各测点的脉动内压放大现象均很明显，最大值达到1.68，其中工况F1放大现象更明显。

3.3 脉动风压谱特性

为进一步分析屋面开孔所致脉动内压谱特性，选取临近孔口周围内外屋面的测点以及未开孔一侧内屋面中部的测点进行脉动风压谱分析。图11和图12给出了0°风向角下2种屋面孔口内外压测点及内屋面中部典型测点的脉动风压谱。

图11 0°风向角下坡屋面测点的脉动风压谱Fig.11 Fluctuating wind pressure spectrum of 0°wind direction angle

图12 0°风向角下平屋面测点的脉动风压谱Fig.12 Fluctuating wind pressure spectrum of 0°wind direction angle

由图11可知，屋面孔口外边缘测点和内屋面测点的脉动风压谱有明显差异：由于各开孔工况位置和形状的不同以及来流风速脉动对测点风压的影响，风压谱低频段的谱值差异较大，且背风面开孔时脉动内外压谱值均明显低于迎风面开孔；在高频段内，脉动内压谱出现两个峰值，对应频率分别为f1=30 Hz和f2=55 Hz。且f1基本不随开孔位置的改变而改变，其值也与由理论计算所得Helmholtz频率f0=31.6 Hz接近，可判定该峰值是由来流通过孔口进入建筑内部后，在建筑内部产生了Helmholtz共振现象所引起的，而另一个峰值则是由气流的漩涡脱落引起。

由图12可知，平屋面孔口外边缘测点脉动风压谱仅出现一个峰值，对应频率约为71.6 Hz，内压谱在此频率范围也存在对应的峰值，这说明内压谱的第二个峰值主要是由屋檐处气流分流所引起的。内压谱的另一个峰值对应频率约为35 Hz，这是由气流在建筑内部的Helmholtz共振引起的。从图中可以看出，旋涡脱落频率基本不受开孔工况的影响，但Helmholtz共振峰值随开孔率的增大而增大。对比图11和图12可知，在开孔率基本相当的情况下，坡屋面开孔所致内压的Helmholtz和旋涡脱落频率均低于平屋面开孔。

4 屋面净风压极值特性

屋面净风压通常是工程设计上关注的重点，对于屋面开孔的建筑，需要同时考虑屋面内外压的共同作用，其计算方法同文献[15]。为方便描述屋面不同区域净风压极值特性，屋面按照图13划分X轴、Y1轴和Y2轴沿线测点。图14和图15分别给出了0°风向角下坡屋面和平屋面不同区域开孔时，屋面各轴沿线测点净风压极值变化曲线。

图13 屋面测点轴线划分Fig.13 Axis division of measurement points on roof

图14 坡屋面各轴线净风压极值变化曲线Fig.14 The variation curve of net wind pressure extreme value at each axis of gable roof

图15 平屋面各轴线净风压极值变化曲线Fig.15 The variation curve of net wind pressure extreme value at each axis of flat roof

由图14可知，坡屋面迎风屋盖开孔时，屋面净风压极值沿Y1轴方向变化较小，开孔率最小的工况G4净风压极值最大；背风屋脊开孔时，净风压极值明显大于其他迎风面开孔工况，且屋面中部区域净风压极值最大，这主要是因为屋面中部屋檐区域受气流分离影响较大，导致屋面外压较大，从而增大了净风压极值。无论是迎风面开孔还是背风面开孔，净风压极值沿位于背风屋面的Y2轴呈递增趋势，且背风屋脊开孔工况递增斜率更大。沿X轴方向，各开孔工况迎风屋面净风压极值逐渐递减而背风屋面基本不变，背风屋脊开孔以及迎风角部开孔面积较小时，屋面净风压极值明显大于其他工况。

对于平屋面开孔情况(图15)，各工况迎风屋面净风压极值分布基本与坡屋面相似，但背风屋面净风压极值受屋面开孔率的影响相对更大。平屋面开孔时，背风屋面净风压极值随开孔率增大而增大；而坡屋面开孔则随开孔率变化较小，且开孔面积最小时背风屋面净风压极值最大。沿来流顺风向X轴，平屋面净风压极值逐渐递减，与坡屋面相比没有出现背风屋面净风压极值基本保持不变的情况，这主要是因为坡屋面受屋脊影响导致背风屋面外压变化相对较小，而平屋面因山墙宽度较小而主要受迎风区气流分离的影响。

5 结论

基于0°与18.4°坡角屋面低矮建筑屋面易损局域开孔所致屋面内外风载特性进行了风洞试验，对比分析了屋面开孔所致平均及脉动内外压系数、脉动内压放大系数及脉动风压功率谱特性、屋面净风压极值特性，主要结论如下：

(1)低矮建筑坡屋面局域风毁所致风致内压分布较均匀，且背风面开孔风致内压小于迎风面开孔；平屋面开孔所致内压受风向角和开孔形状的影响明显大于坡屋面；两种屋面开孔所致内压均随开孔率的增大而增大。

(2)屋面开孔对孔口外边缘区域脉动风压无明显影响，且平屋面孔口外边缘脉动风压大于坡屋面；两种屋面角部开孔所致脉动内压最大值均出现在孔口迎风向；低矮建筑坡屋面开孔所致脉动内压在孔口外压的基础上被削弱了近40%，而平屋面开孔脉动内压放大系数最高达1.68。

(3)平屋面开孔时，旋涡脱落频率基本不受开孔工况的影响，但Helmholtz共振峰值随开孔率的增大而增大；开孔率基本相当时，坡屋面开孔所致内压的Helmholtz和旋涡脱落频率均低于平屋面开孔；两种屋面开孔的内压Helmholtz频率基本不随开孔位置及风向角的变化而改变。

(4)两种屋面开孔所致屋面侧风向(Y1和Y2轴)净风压极值基本不变，且迎风面净风压极值稍大于背风屋面；沿顺风向(X轴)，净风压极值呈递减趋势，且平屋面开孔时，背风屋面净风压极值保持不变。