利用旋涡发生器减小大跨方形平屋盖风吸力的实验研究

张洪福，刘婷婷，周蕾

(1. 东北林业大学 土木工程学院，黑龙江 哈尔滨，150040；2. 香港科技大学 土木与环境工程学院，中国 香港，999077)

风灾一直是自然界最常见的灾害之一，极端风天气每年都会给经济造成巨大的破坏。其中，对住宅、商业和工业结构等大跨建筑的破坏造成的损失占风灾总损失的较大部分[1]。研究大跨建筑的抗风是十分必要的。然而对于大跨建筑来说，屋盖是建筑发生破坏的起始部位，风敏感性较强，总是受到很强的风吸力。

由于屋盖边缘的几何突变，流动分离总是发生在屋顶前缘附近，并伴随着各种流动结构的形成，其中最著名的是柱状涡和锥状涡[2]。这两种流动结构在高风速下会导致屋盖上的强风吸力，使得屋盖遭受破坏[3-5]，且相对柱状涡而言，锥状涡的作用形态更为复杂，破坏性更强[6]。一方面，屋盖破坏形式主要是负风压吸力导致的掀翻破坏，进而使得建筑的整体结构损坏，所以，降低相应部位的极值负风压是提高大跨屋盖结构抗风能力的关键。另一方面，风向角对风荷载的影响较大，在不同风向角下，屋盖的分离气泡和锥形旋涡的作用特性不同[7-8]，屋盖常在最不利风向角下遭受破坏。

气动措施是控制流动分离和漩涡脱落的有效方法。气动控制分为主动气动控制和被动气动控制两种。主动气动控制是借助外界辅助能量，在建筑物附近局部流场中施加适当的扰动形式来控制边界层流动，进而改善建筑物全局流场。马冬[9]通过风洞实验和数值模拟将等离子体流动控制应用于低矮房屋上，发现等离子体射流能对屋面的平均风压系数产生明显的影响。被动气动控制往往是通过改变建筑结构的气动外形来实现气动控制的目的，过程中不需要任何辅助能量的输入。例如，在屋盖处添加扰流板，多孔护栏及修建特殊形状的女儿墙等被动控制方式改变屋盖风场。被动控制技术较主动控制技术的优点是结构简单，无需添加额外的能量消耗装置，节省能源。KOPP等[10]研究了在屋顶安装各种护栏来减少角部面积平均荷载方面的效果。其中，扰流板和多孔连续护栏表现最好，在屋顶拐角处的峰值压力系数分别减少了44%和56%。BANKS[11]在风洞中对模型采用了几种改造缓解技术，包括在屋顶安装扰流板、多孔网状护栏、圆孔多孔护栏、板栅多孔护栏、和实心护栏等，发现这些装置通过抑制气流分离，可以减缓屋顶上的旋涡作用，其中扰流板产生的效果较好。由此可见，相较于传统的被动装置，扰流板的减压效果更好，且安装简便，是优先选择的被动装置。周显鹏[12]通过采用风洞实验及CFD 数值模拟的方法研究了扰流板高度和宽度对典型低矮建筑双坡屋面风压的影响。甘石等[13]利用风洞试验研究了扰流板宽度，高度和角度对双坡房屋屋面风压的影响，发现扰流板能有效地降低屋面的平均风压和峰值负压。WU[14]通过现场实测试验和风洞试验，研究了扰流板对与平坡屋顶房屋的影响。然而，目前国内外对扰流板的研究多以改进传统的建筑构件为主，难免造成材料的浪费。考虑到部分节能型建筑的平屋顶上安装光伏板等集能装置，在屋盖上安装传统的扰流板对太阳能的收集有很大影响，需要开发一种实用的新型扰流装置来满足现代住房的需求。

旋涡发生器(PVG)是一种高效的边界层分离控制装置，具有结构简单、安装方便等优点。在来流风的作用下，PVG 可生成一对反向旋转的流向涡，该类涡结构可有效扰乱或破坏大尺度涡[15]，因此PVG 具有削弱引发极值风压的锥形涡和柱状涡的潜质， 进而可减小平屋盖风吸力。MANOLESOS 等[16]将旋涡发生器安装在风力涡轮机叶片机翼上进行风洞试验，发现旋涡发生器可以有效地延迟或抑制机翼上的分离现象。高峰等[17]利用数值模拟的方法研究了安装在超燃冲压发动机隔离段的多种微型旋涡发生器的流动控制性能，发现随着微型涡流发生器后缘宽度增加，隔离段的抗反压能力有较大提升，流场质量有所改善。XIN等[18]通过风洞试验的方法将旋涡发生器安装在桥梁下表面来抑制桥梁的涡激振动，发现旋涡发生器在合适的尺寸和展向安装间距下，可以完全抑制桥梁的竖向涡激振动和扭转振动。鉴于此，本文作者通过风洞试验方法，将被动式旋涡发生器(PVG)安装在大跨平屋盖建筑的屋檐上，研究旋涡发生器(PVG)对屋盖负风压的抑制效果。

1 风洞试验

1.1 试验条件

风洞试验在东北林业大学风洞实验室进行，风洞试验段截面宽×高×长为0.8 m×1.0 m×5.0 m。风洞试验采用尖劈、地毯、粗糙元来模拟大气边界层流场。大气边界层流场参考GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》[19]规定的B 类地貌，地面粗糙度指数α=0.16，模型顶部的紊流度I约为11.2%，风洞试验的参考速度U0为8.6 m/s。图1 所示为风洞试验布置图。试验中大气边界层模拟试验测得的平均风速曲线和湍流强度曲线与中国规范规定的参考曲线拟合良好，如图2所示。

图1 风洞试验布置图Fig. 1 Layout of wind tunnel test

图2 风速和湍流强度剖面与中国规范对比Fig. 2 Comparison of wind speed and turbulence intensity profiles with Chinese code

1.2 试验模型

在强风作用下，迎风前缘屋檐处由于流动分离产生柱状涡和锥形涡，使得屋面受到巨大的负压，导致屋盖被掀翻。本文将旋涡发生器放置在发生流动分离的屋檐位置。试验中大跨建筑长×宽×高为36 m×36 m×36 m，如图3所示。将屋盖处的高度作为试验的参考高度，屋盖类型为平屋盖。本试验中建筑模型的几何比例为1∶244，同时满足风洞阻塞率。屋盖的测点编号布置及来流方向如图4 所示，在屋面上共设置96 个测点，在迎风前缘和角部区域适度加密。试验中风向角的间隔取15°，从0°～90°分别测量7 个不同风向角下屋盖表面的风压。风压的采样频率为500 Hz，采样时间为30 s。图5所示为旋涡发生器的几何参数，如旋涡发生器长度L，旋涡发生器高度H，旋涡发生器安装间距R以及旋涡发生器的安装角度β，旋涡发生器工作原理图见图6。

图3 模型几何尺寸示意图Fig. 3 Model geometry diagram

图4 测点布置示意图Fig. 4 Schematic layout of measurement points

图5 旋涡发生器几何参数示意图Fig. 5 Schematic diagram of geometric parameters of PVGs

图6 旋涡发生器工作机理Fig. 6 PVG working mechanism

2 数据处理与验证

2.1 数据处理方法

2.2 试验验证

为了验证试验结果的正确性，将不加旋涡发生器(PVG)屋盖试验数据与东京工艺大学(TPU)测压试验数据进行对比[21]。TPU 试验模型与本试验模型相似，为边长16 cm的立方体平屋盖模型，缩尺比为1∶100。TPU 试验模拟日本规范中Ⅲ类地貌条件，粗糙度指数为0.2。本试验模型屋盖平均风压系数和极值压力系数与TPU试验进行对比如图7所示。

图7 本次试验模型与TPU试验模型屋盖平均压力系数对比Fig. 7 Comparison of mean pressure coefficient of current test model and TPU test model roof

由图7可见：0°风向角下模型屋盖平均风压分布与TPU 试验结果相似，全屋盖受负压作用，其中迎风前缘所受负压最大，由迎风前缘向屋盖内侧递减，这符合平屋盖风压分布规律[22]。0°风向角下模型屋盖迎风前缘所受负压略小于TPU 模型试验数据，这一方面是由于本试验模型略小于TPU试验模型，另一方面本试验模拟地貌曲线也与日本规范略有差异。总体来说，本次风洞试验结果与相关研究学者的风洞试验结果基本一致，证明本次风洞试验结果是可靠的。

3 结果与讨论

3.1 旋涡发生器(PVG)的气动控制效果

由于屋顶转角区域所受的负压高于其内部的压力，所以划分出屋盖一侧角部区域，如图4 所示。为了研究PVG 在不同风向角下的气动控制效果，将PVG 安装在平屋顶模型屋檐处，其中PVG长L=1.5 cm，高H=1.0 cm，间距R=2 cm，在屋盖4 个转角附近对称布置，安装角度β=60°和120°，共安装24个PVG，观察屋顶的极值风压变化情况。图8 所示为安装PVG 和未安装PVG 情况下的极值压力系数和角部面积平均极值风压系数的变化，风向角范围为0°～90°(间隔15°)。从图8 可以看出：未安装PVG 时，屋盖大部分极值风压发生在转角区域。屋顶在0°风向和90°风向下受到的风吸力小于其他风向角下受到的风吸力，这说明屋顶对倾斜风向更为敏感。极值压力系数曲线呈对称分布，在45°风向角下测点11 位置处的极值压力系数最小，此时极值压力系数为-4.72，45°风向角为最不利风向角。角部面积平均极值风压系数在30°～60°风向角下所受的风吸力较大，均超过-2.78。

图8 极值压力系数和角部面积平均极值风压系数随风向角的变化Fig. 8 Variation of extreme pressure coefficient and corner average extreme wind pressure coefficient with wind direction

在安装PVG 后，屋盖在倾斜风向角下的极值风压有明显的降低，极值压力系数控制在-2.00 以下，最大减小幅度可达59%，角部面积平均极值风压系数在倾斜风向角下也明显降低，最大减小幅度达到57%。这是由于在30°～60°倾斜风向角下，屋盖迎风角部区域受锥形旋涡的影响较大，使得此处产生了较大的风吸力，而安装在角部区域的PVG产生的顺流向涡干扰了锥形旋涡的形成，掺混了迎风前缘边界层内的气流，减小了该区域的风压。可见旋涡发生器(PVG)可以有效减小平屋盖的极值风压。

3.2 旋涡发生器(PVG)几何因素的影响

为了研究PVG 的几何因素对平屋盖风压的影响，测量在最不利风向角下(45°)，不同参数的PVG 安装在试验模型上时屋盖的风压，试验具体工况见表1。

表1 旋涡发生器(PVG)工况Table1 Case of PVG

3.2.1 高度H的影响

PVG高度H对屋盖风压系数影响的工况见表1中工况1，其结果如图9 所示。由图9 可见：加入PVG 后，迎风前缘测点行Row 1 内风吸力急剧降低，最大降低幅度达59%(测点2)，相应地风压脉动也急剧减弱。测点列Column 2 内存在很大的风吸力突变(测点48位置平均风压系数达到-2.0)，加入PVG 后风压突变得到抑制。这是由于角部的气流遇PVG 后在其附近产生大量漩涡，这些漩涡对分离气流产生强烈干扰，同时抑制了前缘锥形漩涡的形成。平均风压系数对PVG 高度比较敏感，随PVG高度增加，其减压效果越来越好。

图9 PVG高度H对屋盖风压系数的影响Fig. 9 Effect of PVG height H on wind pressure coefficient of roof model

3.2.2 长度L的影响

PVG长度L对屋盖风压系数影响的工况见表1中工况2，其结果如图10 所示。由图10(a)和10(b)可见：改变PVG长度对迎风前缘(Row 1)气流的干扰效果与其高度相比不那么明显。相对于另一侧迎风前缘而言(Column 2)，L=1.5 cm的减压效果与L=1.3 cm 的相比差别不大，然而当L＜1.3 cm 时，PVG 对平均风压和脉动风压的抑制效果减弱。由此可见，在进行PVG 设计时，为达到近似的减压效果，PVG 的长度可以考虑在一定范围内有所调整。

图10 PVG长度L对屋盖风压系数的影响Fig. 10 Effect of PVG length L on wind pressure coefficient of roof model

3.2.3 间距R的影响

PVG 安装间距R对屋盖风压系数影响的工况见表1 中工况3，其结果如图11 所示。由图11 可见：安装间距对屋盖前缘的风压影响显著，特别是对于脉动风压而言。在接近角部附近，R的影响作用更加明显，即随安装间距增加，PVG 对负风压即风压脉动的抑制作用逐渐降低。这是由于在迎风转角区域是锥形涡的形成区，较密的布置更有利于干扰分离流，抑制锥形涡的形成。

图11 PVG安装间距R对屋盖风压系数的影响Fig. 11 Effect of PVG installation pitch R on wind pressure coefficient of roof model

3.2.4 安装角度β的影响

PVG安装角度β对屋盖风压系数影响的工况见表1 中工况4，其结果如图12 所示。由图12 可见：3种安装角度的PVG均能对分离流产生干扰，减小屋盖迎风前缘的风吸力。然而，对比不同安装角度可以发现，β=90°时，PVG对前缘两侧靠近角部位置的减压效果不如PVG 倾斜时的效果显著，其原因是：PVG倾斜时，不仅能够对气流产生干扰，而且倾斜的角度对撞向钝体边缘的气流起到疏导的作用，使得分离流沿着PVG 倾斜方向偏转，从而弱化了来流风的分离作用，进而抑制了锥形涡的形成。

图12 PVG安装角度β对屋盖风压系数的影响Fig. 12 Effects of PVG installation angle β on wind pressure coefficient of roof model

3.3 最不利风向角下的气动控制

由于在最不利风向角下，屋盖所受的极值风压最大，所以控制屋盖在最不利风向角下的极值风压是提高屋盖抗风能力的关键。由前面分析可得PVG 的最优参数，选取L=1.5 cm，H=1.0 cm，R=2.0 cm，β=60°的PVG，将其安装在模型屋檐处，探究在最不利风向角下(45°)，PVG 的气动控制效果。图13所示为45°风向角下屋盖风压系数的等值线图。从图13 可以看出：屋顶表面风荷载以风吸力为主，在靠近迎风前缘位置风吸力较大，靠近内部风吸力逐渐减弱。加入PVG 后，屋顶风压分布发生明显的变化。与未安装PVG 的情况相比，安装PVG 时屋顶明显表现出较低的极值压力系数且位于边缘和角部区域的压力降幅高于内部区域。角部的极值风压系数减少效果最为显著，最大减小幅度可达73.3%(从-4.5 降低到-1.2)，平均压力系数降低了64.0%(从-2.5 降低到-0.9)，脉动压力系数降低了77.8%(从0.9 降低到0.2)。与未安装PVG 相比，屋顶转角和边缘的压力梯度明显减小，锥形旋涡影响区域减小，尤其是迎风边缘两侧的压力分布基本平稳均匀，其他区域并没有出现风压增大等突变现象。可见，在最不利风向角下，旋涡发生器(PVG)可以有效减小平屋盖的极值风压。

图13 45°风向角下屋盖风压系数的等值线图Fig. 13 Contour of wind pressure coefficient of roof at 45° wind direction of roof model

3.4 脉动风压功率谱

图14 所示为屋盖极值风吸力较大的风向角下最不利测点在安装PVG前后的脉动风功率谱变化。其中，f·H/U为量纲一频率，f·S(f)/σ2为量纲一自功率谱，S(f)为测点风压自谱，σ2为脉动风压的方差。风压功率谱密度选用对数刻度，同时采取适当的平均处理平滑谱估计的结果，这样可以从整体上评价PVG 对屋盖动态脉动风压的减缓效果。对于45°风向角下测点1(图14(a))，加入PVG 后，来流风低频部分(f·H/U≈0.1)能量占比大幅度减少，说明分离流中大尺度漩涡的占比减小，这对锥形旋涡的产生和运动起着重要的作用。对于45°风向角下测点2(图14(b))，加入PVG后频谱整体能量降低，并且中低频部分能量降低较多，这说明大尺度漩涡携带的能量降低，脉动强度减弱。由图14(c)可见：量纲一频率在10-2～10-1之间时，未安装PVG的曲线为凸曲线，安装PVG后，曲线呈凹曲线，这说明低频部分整体脉动能量的降低。在高频区，屋盖脉动风能量增加，这说明PVG 产生的小尺度漩涡携带高频脉动，与屋顶迎风前缘部位的来流风相互作用，消耗了一部分能量，同时扰乱和破坏了大尺度旋涡(见图14(d))。

图14 屋盖上测点脉动风压功率谱Fig. 14 Power spectrum density of wind pressure on roof model

3.5 旋涡发生器（PVG）对涡核的影响

在倾斜风向角下屋盖的极值风吸力主要是由迎风前缘的锥形旋涡引起的。因此，研究PVG 对锥形旋涡的涡核位置和再附区域的影响是十分必要的。KAWAI[23]通过垂直于迎风面前缘各截面的最大平均风压和最大脉动风压的位置来估计涡旋的轴线和锥形涡旋的再附范围。本文采用文献[23]中的方法来确定45°风向角下锥形旋涡的位置参数。图15 所示为45°风向角下锥形旋涡的变化范围。由图15 可见：找到屋盖每个横截面(垂直于Y轴)和纵截面(垂直于X轴)的最大平均风压系数和最大脉动风压系数所在的测点坐标(X，Y)，对这些测点坐标进行曲线拟合(有95%的置信区间)，得到锥形涡旋的涡核曲线和再附曲线。从图15可以看出：安装PVG 后，前缘两侧锥形涡旋的再附区域明显减小，左侧涡核位置也向边缘移动。说明PVG 产生的反向涡流破坏了锥形旋涡的结构。再附曲线和前缘之间的范围逐渐减小，这意味着锥形旋涡的影响范围逐渐减小，因此，PVG 具有削弱引发极值风压的锥形旋涡的作用。

图15 45°风向角下锥形旋涡的变化范围Fig. 15 Variation range of conical vortex at 45° wind angle

4 结论

1) 在低矮平屋盖屋檐位置安装PVG，可以有效减少屋盖的极值风压，特别对于倾斜风向的气动控制效果最好。在最不利风向角下，PVG 对于极值风压的控制程度最大可达73.3%。

2) 旋涡发生器的参数对屋盖风压的影响较大，与长度(L)相比，高度(H)的增加对锥形漩涡的干扰作用更强，为了更好地降低角部区域极值风压，PVG 宜紧密布置。在适宜倾斜角下，PVG 不仅能够干扰分离流，而且对迎风前缘的气流起到疏导的作用。

3) 安装旋涡发生器(PVG)后，来流风中低频部分能量占比大幅度减少，大尺度漩涡的脉动能量减弱，原因是来流中由PVG 激发的小尺度的湍流成分大大削弱了大尺度湍流的能量。

4) 在45°风向角下，旋涡发生器(PVG)破坏了锥形旋涡的结构，改变了锥形旋涡的形成位置，从而减小的锥形旋涡的影响范围。