雄安站大跨结构风洞试验与风致响应研究

张 宇， 何连华， 符龙彪， 范 重， 朱 丹， 刘 涛， 李保卫， 周鹏飞

(1中国建筑设计研究院有限公司，北京 100044；2 中国建筑科学研究院有限公司，北京 100013；3 中建三局第一建设工程有限责任公司，武汉 430040)

0 引言

根据《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012)[1]，重要且体型复杂的房屋宜由风洞试验确定其风荷载体型系数；对于风敏感或者跨度大于36m的柔性屋盖结构，应考虑风压脉动对结构产生风振的影响，屋盖结构的风振响应，宜依据风洞试验结果按随机振动理论计算确定。

作为雄安新区设立后开工建设的一个大型交通基础设施，雄安站屋盖结构体型独特、复杂，单体面积较大；同时柱网稀疏，跨度大，结构刚度偏柔，风致动力响应显著，属于对风荷载敏感的结构，抗风设计非常重要。近年来，国内外许多学者对此类复杂大跨度结构进行了风洞试验和风振响应分析，得到很多可供工程设计参考的结论[2-6]。本文对雄安站进行了刚性模型风洞试验，在此基础上进行风致响应计算。

如图1所示，雄安站的屋盖和雨棚具有以下四个突出特点：一是雄安站屋盖轮廓呈椭圆形(图1(a))，屋盖周边悬挑长度10～20m不等；二是屋顶在建筑中部向上抬起，东西侧边缘又逐层向内收进、形成错层退台的建筑效果(图1(c)，(d))；三是在近、远期车场屋盖之间15m宽的光谷将整个屋盖沿顺轨向分为东、西两大部分(图1(b))；四是考虑到整个屋面的排烟要求，在雨棚区域每跨轨道间上方屋面设置带形镂空区域(图1(b))；五是东、西两侧立面设置通高玻璃幕墙(图1(c)，(d))。

图1 建筑效果图

列车高速通过时，会带动周围的空气共同运动，形成所谓的“列车风”。列车风形成的附加荷载也会对周边结构物造成影响[7-11]。雄安站共有6条正线，列车高速过站时列车风的影响不可忽略。

本文基于计算流体力学软件Fluent的“动网格”技术，对雄安站列车过站列车风进行了数值模拟研究，应用动网格技术模拟高速列车自进入雨棚并穿越雨棚、高架候车层的整个过程，研究列车高速通过站房时列车风所引起的结构动力响应，评估列车风作用下建筑结构的舒适性问题。

1 工程概况

雄安站车站总规模为11台19线，总建筑面积47.52万m2，站房屋盖平面呈椭圆形，长450m，宽360m。雄安站站房建筑主体共5层，地下2层，地上3层分别为地面候车层、承轨层、高架候车层，顶部为椭圆形雨棚屋盖。下部承轨层及以下采用钢筋混凝土框架结构，上部高架候车层、雨棚屋盖为大跨度钢结构[12]。

为了降低结构温度应力，将椭圆形屋盖划分6个结构单元，屋盖单位分区如图2所示。Ⅰ1，Ⅰ3，Ⅱ1和Ⅱ3区主要为站台雨棚区域，Ⅰ2和Ⅱ 2区屋盖下部为高架候车层候车厅结构。

图2 屋盖结构单元分区图

雨棚采用钢框架结构，跨度为(15～23)m×24m。高架候车层屋盖跨度为78m，采用钢框架结构体系。高架候车层楼盖采用钢梁-钢筋桁架楼承板组合结构，列车顶距离高架候车层钢桁架、主钢梁底为0.42m，距离上弦层混凝土楼板底为2.7m，距离夹层混凝土板底为0.72m。

2 刚性模型风洞测压试验

2.1 试验概况

本试验在中国建筑科学研究院风洞实验室低速试验段进行，试验段尺寸为6m宽、3.5m高。雄安站及干扰建筑平面尺寸约620m×480m，站房最高47.2m，雨棚最高处标高30.2m。根据风洞阻塞度要求、转盘及原型尺寸，试验模型缩尺比确定为1∶200，如图3所示。试验中使用恒温式热线风速仪配合单丝热线探头测量风速剖面，采样时间15s，采样频率1kHz。采用电子压力扫描阀系统DSM4000对模型表面进行平均和脉动压力测量。试验风速14m/s，压力采样频率为400.6Hz，采样时间31s，所有测点的压力数据均为同步获得。

图3 模型在风洞中的照片

本次试验在B类地貌下进行。在风洞中采用尖劈配合粗糙元的方法模拟得到的风速剖面，见图4。

图4 大气边界层风速及湍流度剖面

根据风工程经验，并结合本工程的特点，对风洞试验模型的测点布置进行了优化和完善。在屋盖周圈的悬挑边缘、逐层退台位置、光谷两侧及东西立面幕墙等重点位置均布置有测点。模型上共布置了989个测点(其中391个为双面测点)。本试验测量了试验模型在不同风向角下的表面压力分布。从0°风向角开始，每隔10°测量一次，获得了模型在36个风向角下的表面压力分布。

2.2 数据分析方法

建筑物表面每个测点的压力均为随时间变化的随机量，可以将瞬时压力分为平均压力和脉动压力两部分：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：p∞为来流的静压；σp(x)为压力系数时程的均方根值。

由于风洞中的风速剖面已按实际地形进行模拟，因而得到的平均压力系数值已经包含了大气边界层高度变化的影响，即平均压力系数值等于风荷载体型系数与高度变化系数的乘积。

2.3 风洞试验结果分析

选择各测点所有风向角下的平均压力系数的最大值与最小值(图5)，得到屋盖上表面平均压力系数的包络值，其中屋盖悬挑端局部的上、下平均风压系数之和如图6所示。

图5 屋盖上表面平均压力系数的最大值、最小值

图6 屋盖悬挑端局部的上、下平均风压系数之和

由图5，6可知，建筑物的正压区主要在屋盖退台处立面及屋盖中部抬高迎风面，其余区域的平均正压力系数一般都不大。在屋盖大部分上表面为平均负压力系数，此系数在屋盖悬挑的端部以及中部抬高迎风面数值较大，换算得到的风荷载体型系数约为-2.3。

在迎风向屋盖前檐悬挑区域压力系数绝对值很大，这是由于风的分离涡引起的。对于屋盖悬挑端，不但会因为“上吸下顶”的分布风压造成合力幅值明显增大，而且由于上、下表面压力的负相关会造成合压力脉动强度增加，导致出现较高的极值压力。因此，屋盖悬挑部位的抗风设计尤其需引起重视。

同时，在试验中高架候车厅屋盖存在较大区域的负压，这是因为该部分屋盖高于整体屋面，在其屋盖表面发生了较强的流动分离。

3 风致振动分析

本文主要以刚性模型风洞试验得到的脉动压力值作为风荷载自谱和相干谱的输入数据，并基于随机振动理论，采用振型分解反应谱法求解结构动力响应的位移均方差，最后再按照等效静力的方法确定动力风荷载。

3.1 等效静力风荷载

风振系数反映的是顺风向脉动风增大效应，根据选取的参考量，风振系数可分为荷载风振系数、位移风振系数、内力风振系数和应力风振系数。结合结构的具体形式，分别计算了典型风向角下的节点位移风振系数βR：

(5)

(6)

式中：μ为峰值因子；σR为响应的根方差。

相应的等效静力风荷载WkR可以表示为：

WkR=βRμSμZw0

(7)

式中：μS为风荷载体型系数；μZ为风压高度变化系数；w0为基本风压。

3.2 不利风向角的评估

考虑大跨屋盖表面可能同时受到正压和负压的作用，二者可能部分抵消，以合力(升力)作为指标难以准确反映风荷载分布的危险程度。因此，采用总风力评估风荷载的危险程度，进而确定需进行重点分析的不利风向角。通过对屋盖部分各个单元结构的计算分析，得到100年重现期的最不利风向角和总风力如表1所示。

100年重现期的不利风向角及总风力情况 表1

结合表1和其余风向下总风力数据可知，对于Ⅰ1，Ⅰ3，Ⅱ1和Ⅱ3开敞的室外雨棚结构，超过半数风向角下承受上吸风荷载作用，少部分风向角下承受下压风荷载作用，且上吸风荷载对整体结构的效应大于下压风荷载。Ⅰ2区和Ⅱ2区屋盖在所有风向角下主要承受上吸风荷载作用，这是由于Ⅰ2区和Ⅱ2区下部高架候车厅形成封闭空间，同时该两部分区域较其两侧区域明显凸出且坡度较缓。

不利风向角通常是对整体结构而言，对不同区域的具体杆件来说，在此不利风向角下产生的内力不一定为最大值。结构构件受到周围复杂边界条件的影响，其在风荷载作用下的内力应取各风向角作用的包络值。控制工况下,屋盖风振系数约为1.5～1.7。

3.3 屋盖风分布特征

屋盖在10°，100°，190°，230°，280°五个风向角下100年重现期的等效静风荷载分布如图7所示。由图可知，在不同风向角下，作用在主体结构上的风荷载差异很大。

图7 不利风向角等效静风荷载分布云图/(kN/m2)

结构在沿顺轨道向南、北对称，通过对比10°风向角和190°风向角下100年重现期的等效静风荷载分布可以发现，两个对称风向角下的等效静风荷载分布较为相似。在沿顺轨向来流时，雨棚两侧悬挑区域的上吸风荷载最大值为-1.1kN/m2。15m宽光谷两侧的局部屋面风荷载变化较小，并未受到屋盖在光谷断开的影响。在10°风向角时，迎风区域Ⅰ1和Ⅱ1区域的雨棚大部分区域均为负风压，等效静风荷载值为0.3～0.5kN/m2，而在Ⅰ1，Ⅱ1和Ⅰ2，Ⅱ2交界的区域风压发生局部变号。由于中间区域Ⅰ2，Ⅱ2局部凸起，在迎风面和凸起部分上吸风荷载要明显高于平直段，等效静风荷载值为-0.5～0.8kN/m2；而在背风面区域上吸风荷载明显下降，与《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012)的规定基本一致。同时，在背面Ⅰ3和Ⅱ3区域，敞口雨棚的大部分区域均为正风压，等效静风荷载值为0.1～0.2kN/m2。另外，顺轨向风荷载对东西立面幕墙以及两侧屋盖的退台错层立面均为风吸力，等效静风荷载值为-0.4～0.6kN/m2。从风荷载分布情况来看，由于雨棚柱上的镂空区域相对整体屋面区域较小，其周围区域在顺轨向风荷载变化较小。

通过对比Ⅰ1，Ⅰ3，Ⅱ1，Ⅱ3区域在垂轨向风向角(即280°风向角)下等效静风荷载发现，Ⅰ1和Ⅰ3雨棚敞口区域大部分结构承受上吸风荷载，经过中间15m宽光谷后，Ⅱ1和Ⅱ3雨棚敞口区域大部分屋盖承受下压风荷载，但风荷载较小。在Ⅰ1，Ⅰ3，Ⅱ1和Ⅱ3雨棚敞口区域与Ⅰ2和Ⅱ2区域交界部位，由于受到封闭高架候车区的影响，雨棚的风荷载显著增大。由于东、西立面幕墙和高架候车层封闭空间的影响，Ⅰ2区和Ⅱ2区悬挑屋盖部分的上吸风荷载要明显高于其他屋盖悬挑区域。

由于雄安站东、西立面以及屋盖造型不对称，且Ⅰ2和Ⅱ2区域结构自身特性也存在较大差异；对比100°风向角和280°风向角下等效静风荷载可以发现，此两个风向角下等效静风荷载分布存在明显不同，说明建筑外形和结构特性均会影响结构风荷载效应。

西侧立面幕墙长度120m，为30m通高幕墙，在幕墙上部屋盖Ⅰ2区悬挑屋盖部分的上吸风荷载明显高于其他区域屋盖悬挑部分。悬挑区域等效上吸风荷载峰值的范围在2.5～2.7kN/m2之间，且其作用的影响范围向两侧雨棚和屋面内部延伸，并迅速衰减。屋盖中间凸起部位的等效上吸风荷载为0.3～0.4 kN/m2。Ⅱ2区在280°风向角下的等效静风荷载分布与Ⅰ2区在100°风向角下等效静风荷载分布存在较大差异。由于东侧立面幕墙长度仅为30m，且非通高设置，Ⅱ2区屋盖悬挑区域等效上吸风荷载峰值较Ⅰ2区屋盖悬挑区域的较小，为1.8～2.0kN/m2。考虑到东侧高架候车厅室内外分界不在屋面边缘，而是在中部凸起屋面的退台处，此处在迎风面的等效静风荷载显著高于Ⅰ2区对应迎风面的等效静风荷载。

4 列车风研究方法与设定

列车风的分析采用Fluent软件进行数值模拟，获得相应位置的列车风荷载压力时程后，在有限元软件结构模型基础上建立荷载加载工况，计算移动荷载下高架候车层结构的动力响应，提取典型位置的加速度时程，并对加速度响应的舒适性依据国内外相关规范进行评价。

4.1 建筑结构空间模型

模型的计算区域：列车行进方向尺寸与实际一致；垂直列车行进方向尺寸，根据站房、雨棚的空间尺寸，自列车中心线向两侧外扩60m，可以满足边界条件的设定要求，并确保能够模拟出高速列车过站全过程。

按照实际剖面尺寸建立三维实体模型，取正线处作为研究的跨中位置，保留车站的主要结构物，对一些相对整体结构来说细小结构物进行了简化处理。计算模型如图8所示。

图8 空间计算模型

4.2 高速列车模型

分析车型选取了CRH2(图9)的外形参数，对列车外形进行了简化，并将列车表面设定为光滑无棱角。本文模拟采用“两拖两动”的组合，列车总长104.2m。动力车车长26.6m，拖车车长25.5m、车宽3.4m、车高3.7m。

图9 CRH2模型示意图

4.3 网格划分与动网格

整个计算区域分为动区域和非动区域两个部分。动区域和非动区域分别划分网格，动区域划分为四面体网格和六面体混合网格，非动区域划分为四面体网格，满足工程计算需要的单元数约为200万个。

随着列车运动，计算域在每个时间步都发生变化，网格也就需要进行相应的更新。本文模拟采用Fluent软件中动态层铺方法(Dynamic Layering)的动网格，可以较好地控制网格数量，提高计算精度，局部动网格的分区划分如图10所示。

图10 局部动网格的分区划分

4.4 边界条件和计算方法

(1)边界条件

在受固体边界限定的流动分析时，固体壁面一般按无滑移条件处理。

除速度外的其他变量的取值则取决于近壁处空气的流动状态。列车壁面采用移动壁面，与列车具有一致的运行速度。进出口的边界条件设定为常压边界条件。

(2)列车风求解计算方法

利用Fluent软件求解非定常不可压缩流动的RANS方程和Realiazable 的κ-ε二方程湍流模型，以获得计算域内的气动压力和速度。用有限体积法离散方程求解计算域内的压力和速度，动量、能量、κ-ε方程中的对流项采用一阶迎风格式离散，κ-ε方程中扩散项采用中心差分格式离散；压力速度耦合采用SIMPLE算法。

在受列车风影响的高架候车层各表面施加风压激励时程，进行结构的动力时程计算，得到结构各部分的响应，以此进行振动响应评价。

5 列车风计算结果

5.1 监测点布置说明

为保证计算模拟的准确性，在雨棚及屋盖范围顺轨向每隔24m布置1个监测点，在高架范围每隔12m布置1个监测点；在轨道正线范围顺轨向结构面上共布置26个监测点，测点布置简图如图11所示。

图11 监测点位置示意图

5.2 列车风压力时程的分析

列车风作用为动荷载，风压力随列车运行不断变化。车速为120km/h工况下，14号测点典型的风压时程曲线如图12所示。在车头到达时，对高架候车层产生先上压后下吸的风荷载，在车尾离开时，对高架候车层产生先下吸后上压的风荷载，类似两个单次往复冲击荷载。

图12 高架候车层下表面典型风压时程曲线

车速为350km/h工况下，列车风压沿列车两侧的典型分布曲线如图13所示。可见随高架候车层主体结构距离列车车身表面距离增加，列车风风压迅速衰减。

图13 列车风压沿列车两侧的典型分布曲线

6，7，8，14测点在车速350km/h工况下的正、负风压峰值如表2所示。以表2中正风压峰值为例，6，7，8，14测点正风压峰值随距车身表面距离变化趋势如图14所示。可见，正风压峰值随距车身表面距离的增大迅速衰减，至16m左右后趋于稳定，总体呈二次曲线关系。车速120km/h时，正风压峰值随距车身表面距离变化有类似变化规律，但幅值明显小于车速350km/h时，风压值与车速呈现非线性变化。

图14 列车风压随距车身表面距离变化曲线

部分测点风压峰值 表2

位于屋盖部分的6，7，8测点距离列车距离较远，风压峰值较小。而位于高架候车层楼盖的14测点的风压值较大，因此重点研究列车风对高架候车层楼盖的影响。

5.3 结构响应及分析

根据6条正线过站线路情况和行车速度，共设定了5组分析工况(第2，3条正线均在工况3)，通过对高架候车层各工况区域施加激励时程，进行结构的动力时程计算，得到高架候车层最大竖向振动加速度，如表3所示。

高架候车层最大竖向振动加速度/(m/s2) 表3

车速为350km/h工况下，对工况3的加速度时程曲线(图15和图16)进行分析。

图15 工况3中间点竖向振动加速度时程曲线

图16 工况3端部竖向振动加速度时程曲线

根据对各测点各个工况的计算结果，当正线列车以120 km/h速度通过时，各条线路工况下，高架候车层的跨中最大竖向振动加速度为0.000 8m/s2；正线列车以350km/h速度通过时，高架候车层的跨中最大竖向振动加速度为0.15m/s2，均没有超过美国钢结构协会发布的“钢结构设计指南AISC-11”舒适度限值0.15m/s2。鉴于正线列车以350km/h速度通过时，最大竖向振动加速度已接近舒适度限值，建议在350km/h速度试运行阶段进行实地测试振动加速度。

6 结论

(1)对于四周敞口的雨棚结构而言，绝大部分风向下，表面风压都不高，平均压力系数一般在-0.8～0.3 之间。

(2)屋盖悬挑区域受局部风压影响很大，在来流斜吹时，悬挑上表面在剧烈风流动分离的影响下其平均风压系数可达-3.6，换算到的风荷载体型系数约-2.3。

(3)由于屋盖中间抬起的缘故，高架候车大厅屋盖在试验中出现较大的负压区域。受到东、西立面幕墙和高架候车层封闭空间的影响，其屋盖悬挑部分的上吸风荷载要明显高于其他屋盖悬挑区域。

(4)在15m宽光谷两侧的屋面风荷载变化较小，屋面的风荷载体型系数及风荷载并未受到屋盖分开的影响；雨棚柱上的镂空区域对于整体屋面相对较小，局部镂空区域对风荷载的影响较小。

(5)在某些风向角下，屋盖和雨棚都会产生一边受拉、另一边受压的受力特征，需在结构设计时引起注意。

(6)列车风作用于结构的风压力随列车运行不断变化，为动态荷载；单车过站列车风对结构产生的风压峰值随车体与结构距离增大迅速衰减。

(7)列车以120km/h速度运行时，结构的最大竖向振动加速度为0.000 8m/s2，对高架候车层的影响较小；以350km/h速度运行通过时，最大竖向振动加速度为0.15m/s2，对高架候车层跨中影响较大，但未超过规范限值0.15m/s2，尚能满足舒适性要求。