大跨屋盖结构屋面板抗风揭研究

郝 勇 周建彬 韩天骄 武航飞 董华海 周 垠 巴盼锋 董文丽 王小东*

(1.河北建筑工程学院,河北 张家口 075000;2.中铁二十局集团第二工程有限公司,北京 100142;3.天津城建大学,天津 300384)

0 引 言

随着经济的飞速发展与建造技术的日益革新,空间尺度更大、几何外形更新颖、屋盖表面曲率更复杂的大跨屋盖结构建筑被广泛应用在体育场馆、车站、航站楼等公共建筑中.金属屋面作为大跨屋盖围护结构体系中最主要的部分,其抗风揭性能决定着整体建筑的抗风水平.工程实践表明,屋面的风揭破坏已成为大跨屋盖结构建筑中最主要的破坏形式[1-3].在此背景下,研究金属屋面抗风揭性能将对我国大跨屋盖结构建筑的发展具有十分重要的意义.

金属屋面各构件之间多通过机械连接固定,在大风天气下会受到强大的风荷载吸力与不定常的脉动效应共同作用,引起屋面结构产生风振作用,造成构件之间连接失效,导致金属屋面发生风揭破坏[4].目前,屋盖结构抗风揭研究多基于屋盖基本几何参数[5,6]、屋盖风向角、倾角变化对风压分布影响[7-12],屋面板连接方式不同对抗风揭性能的影响[13-15]等,未考虑屋盖造型变化对屋面风揭的影响.因此,本篇首先利用Fluent软件对张家口奥体中心大跨屋盖结构游泳馆建立足尺模型,与风洞试验模型进行了310°风向角风压的对比,之后考虑屋盖造型变化对结构的影响,计算出不同风向角下各测点的标准风压.最后,将统计意义下的局部极值风压值与极值风吸力值的风压导入有限元分析软件,对比分析造型变化与受风向角度的改变对金属屋面板的力学性能影响.

1 工程实例

1.1 工程概况

游泳馆位于张家口奥林匹克体育中心东北角,屋盖外观整体为中心部分内凹的自由曲面.屋盖桁架结构最大长度119.2m,最大宽度86.3m,跨中厚度3.8m,建筑最高点22.7m,水平投影面积约10000m2.整体效果如图1所示,游泳馆整体结构如图2所示.

图1 奥体中心整体效果图 图2 游泳馆整体结构图

1.2 风洞试验

游泳馆风洞试验为刚性模型测压试验,几何缩尺比为1:250,其中屋面部分布置了154个测点.模型定义来流从正北方向吹向正南方向为0°风向角,并以10°为间隔逆时针旋转,共测试了360°风向角范围内的36个风向角工况.风洞中的试验模型见图3,游泳馆屋面测点布置见图4.

图3 试验模型图 图4 游泳馆屋盖测点布置图

张家口奥体中心游泳馆,地表粗糙度类型为B类(α=0.15),风洞试验中模拟得到的平均风速和顺风向紊流度(Iu)剖面如图5所示.图5(a)中的实线和散点分别代表建筑结构荷载规范[16]平均风速的理论值和风洞试验实际的平均风速模拟值,可知风洞试验风速剖面与规范风速剖面整体吻合较好.

(a)平均风速剖面 (b)紊流度剖面图5 平均风速剖面和紊流度剖面

风洞试验采用无量纲风压系数来表述结构表面测点的风压:

(1)

式中:Cpi,θ为屋盖结构测点i在不同风向角θ下的风压系数;Pi,θ为屋盖结构测点i在风向角θ下总压;Ps为参考点处静压平均值;Pt为参考高度h处总压;ρ为空气密度;V0为参考高度10m处的平均风速.

根据风洞试验得到了张家口奥体中心游泳馆模型在0°～360°风向角下的表面压力分布情况.风洞测压试验得到以下结论:

(1)张家口奥体中心游泳馆屋面的极值负压较大,且负压较大区域位于游泳馆屋面结构顶部西北侧外边缘悬挑处.

(2)屋盖中间内凹区域的极值正、负风压较边缘区域比较小.

2 CFD数值模拟

鉴于张家口奥林匹克体育中心建筑群巨大的体量和复杂的体型,需考虑游泳馆周边建筑干扰影响[17],不利于大跨屋盖结构抗风揭研究的推广.因此在现有风洞试验基础上,对游泳馆采用流体仿真软件Fluent进行CFD数值模拟,探究屋盖中心凹凸体型变化对金属屋面的风荷载影响.计算模型采用1∶1足尺模型,流域尺寸参考国内外相关文献[18-20]设置大小为800m(X)×720m(Y)×220m(Z),将游泳馆模型放置于迎风向X轴三分之一处.游泳馆阻塞率:(86.3×22.7)m2/(720×220)m2=1.24%<3%,流域满足要求,见图6.模型整体采用非结构化网格进行网格划分,游泳馆模型处进行加密处理,最终整体模型网格数量达到200万,游泳馆网格划分及局部加密见图7.

图6 模型与整体流域关系图 图7 游泳馆网格划分及局部加密图

计算流域入口边界条件定义为速度入口(velocity-inlet),采用《建筑结构荷载规范》(GB50009-2012)给定的风速沿高度呈指数率分布风速剖面,使用UDF进行编译.表达式如下:

(2)

(3)

式中:Z、V为某高度及对应的平均风速;Z0为参考高度(取10m);V0为参考高度处的风速,选取50年重现期基本分压0.55kN/m2,根据公式(2)换算可得V0=29.66m/s;α为地面粗糙度指数,B类地区取0.15.

出口边界设置为完全发展出流边界(Outflow);建筑表面和地面采用无滑移壁面(wall);流域两侧与顶面采用自由滑移壁面(symmetry).风速入口湍流强度I、湍动能k、湍动能比耗散率ω参考日本规范[21,22].

3 模拟结果验证

大跨屋盖结构金属屋面抗风揭研究需要尽可能接近真实情况,为保证风压模拟的准确性,数值模拟的风载体型系数需要与风洞试验的数据进行比较,保证较高的重合度.但风洞试验中周围建筑群对游泳馆存在干扰效应,故本篇仅选取干扰效应影响最小的风向角310°时游泳馆屋盖风载体型系数的模拟结果为例,与风洞试验进行比较,验证数值模拟的准确性.

风载体型系数为实际压力与来流风压的比值,可由测点的风压系数计算得到:

(4)

式中:μni,θ为屋盖结构测点i在不同风向角θ下的风载体型系数;Zi为测点i所处的高度;h为参考点处高度;α为地貌粗糙度指数.

由图8可以看出,风洞试验测点数据和数值模拟结果数据整体趋势吻合较好,规律基本一致,局部屋面凸起部分体型系数存在偏差.分析原因:其一,风洞试验模型与数值模拟模型外部流场环境不同,风洞试验中游泳馆周围建筑群对游泳馆风压存在干扰影响;其二,风洞试验本身属于缩尺模型试验,受边界效应、支架干扰与粗糙度模拟等影响,自身存在一定的缺陷;其三,湍流模型方程采用的是与真实湍流具有较高的精度吻合度的SST-ω模型,雷诺数相似比不能完全满足风洞试验与数值模拟的一致性,存在雷诺数效应影响.

4 三种屋盖计算结果对比

为了更为细致的研究大跨屋盖金属屋面抗风揭影响,在考虑张家口奥体中心游泳馆真实建筑长轴方向剖面为“元宝”型(后称模型一,高度为19.67m)的0°～360°风向角的基础上,进一步考虑改变屋盖中心部分造型对风压的影响.结合工程实际与造型要求,增加“平屋面”(后称模型二,高度为20.21m)、“凸屋面”(后称模型三,高度为24.80m)屋盖造型,对另外两种屋面同样采用了流体仿真软件Fluent进行CFD数值模拟.三种屋面长轴方向剖面风迹流线示意图如图9所示.为了方便对不同的屋盖造型进行风荷载描述,根据模型一的造型与风荷载分布特点,将屋面分为九个部分,屋面分区如图10所示.

图9 三种屋面风迹流线示意图 图10 屋面分区图

4.1 标准风压计算

屋面属于围护结构,依据我国建筑结构荷载规范围护结构计算公式,将得到三种造型的屋面体型系数代入,得到屋面的风荷载标准值.

wki,θ=KTβgziCpi,θw0

(5)

上式中,Wki,θ为测点i在不同风向角θ下的风荷载标准值,βgzi为测点i的阵风系数(可由建筑结构荷载规范查得),KT为风场转换系数,B类地区KT为1.0,Cpi,θ为屋盖结构测点i在不同风向角θ下的风压系数.

4.2 计算结果分析

统计三种屋盖形式0°～360°风向角下各测点的标准风压,汇总各分区的极值风压值、极值风吸值,见表1(表中正值为风压,负值为风吸力).

表1 三种模型各区域的极值风压、风吸力(kN/m2)

从表1可以看出,模型一的最大极值风压与最大极值风吸力发生在一区,模型二与模型三最大极值风压与最大极值风吸力发生在八区.由三种模型正负风压数值范围得出:游泳馆屋盖中心部分凹凸造型的改变对屋盖风吸力的影响大于风压.伯努力效应指出风速流动越快,其压力越小,故风吸力受屋盖造型的变化对风场绕流特性影响明显,结合图9风迹流线图可知,屋盖造型的改变会导致风速产生分流效应,使得模型一、模型三较模型二拥有更大的风速.

综上可知,当屋盖中心区域部分高度增加时,屋盖表面风荷载并没有随着屋盖高度增加而增大,说明在大跨屋盖结构建筑中,屋盖表面风荷载主要与屋盖上方的风场绕流特性相关,即屋盖的造型较屋盖的高度更能影响风荷载的变化.

5 金属屋面板抗风揭数值分析

选取金属屋面中最不利的风压与风吸力的极值区域采用静态风载分析其抗风揭性能.首先,对4.2节0°～360°风向角三种屋盖形式各分区最强极值风压值与最强极值风吸力值进行筛选,找出各模型的最大的极值风压值与风吸力值对应的区域.之后,根据屋面板的单板面积大小将该极值区域划分为若干部分,每一部分即为一块屋面板.最后,对屋面板表面的标准风压基于微小单元均匀性假设理论,将屋面板上受到相同的标准风压导入有限元分析软件,对该屋面板进行力学性能模拟分析.

5.1 模型建立

屋面系统采用YX-35-125-750型金属板,单块板宽750mm,总长2100mm,板厚1mm,截面形状如图11所示.金属板抗拉强度为110～177Mpa,屈服强度为115MPa.采用有限元软件进行建模,其中,屋面板采用实体单元,板间接触设置为绑定,为了减小计算量简化模型,并未对支座进行建模,而是通过在两端设置位移约束来模拟边界条件[23],边界条件设置如图12所示.

图11 金属屋面板截面示意图

5.2 三种屋盖形式有限元模拟结果对比

风荷载施加方式根据fluent计算结果在金属板上施加均布压力,荷载方向始终垂直于屋面板.荷载设置如图13所示.

考虑到金属屋面板的破坏通常发生在较大的风压的情况下,便于计算,参照前文奥体中心游泳馆屋盖区域划分图和表1所示的三种模型在0°～360°风向角下9个区域的最大风压值和最大风吸力值,在有限元中对屋面板施加均布压力荷载,荷载大小为风压值,荷载方向向上模拟风吸力值,向下模拟风压值.

由风洞试验结果可知,对于游泳馆最强的极值风吸力值发生在结构顶部外边缘处,即屋面板外边缘处.由有限元软件对三种模型的模拟结果可知,最大节点位移均发生在屋面板-1边缘处1425节点位置处,如图14所示.将三个模型各区域的1425节点在最大风压值、最大风吸力值下的位移结果绘制成点线图,如图16、18所示;最大Mises应力均发生在板-1的637单元位置处,如图15所示.将三个模型各区域的637单元在最大风压值、最大风吸力值下的应力结果绘制成点线图,如图17、19所示.

图14 板-1-1425节点位置示意图 图15 板-1-637单元位置示意图

图16 三种模型极值风压值下的节点位移结果 图17 三种模型极值风压值下的Mises应力结果

图18 三种模型极值风吸力值下的节点位移结果 图19 三种模型极值风吸力值下的Mises应力结果

5.3 结果对比分析

从上述点线图中可以看出,模型的节点位移曲线和应力结果曲线的走势大致相同,Mises应力和节点位移成正比变化.在极值风压的作用下,模型一的1、2、3、4区域变形与模型二、模型三相比较大;模型三的5、6、8区域变形与模型一、模型二相比较大.由于屋面节点较高,模型三各个区域的屋面板均受到较大的风吸力值影响,故大部分区域的节点位移和Mises应力与模型一和模型二的结果相比较大.从图19中可以看出,在极值风吸力值的影响下,模型一边缘位置区域1的应力最大,达到屈服应力115MPa,同时节点位移可达39.43mm.在实际工程中应重点考虑区域1的屋面板加固措施.除此之外,通过对比各个模型的模拟结果可发现,三种模型的1、3、6、8边缘区域均为受力较薄弱的位置,建议在施工过程中对这四个区域的屋面进行加固处理,避免在极端天气发生风揭破坏.

6 结 论

以张家口奥体中心游泳馆金属屋面工程实例为背景,对张家口奥体中心游泳馆进行整体风洞测压试验,利用Fluent流体仿真软件对其以及另外两种屋盖形式进行了0°～360°风向角下CFD数值模拟,对比分析了每种屋盖形式9个区域的金属屋面板抗风揭性能,得出以下结论:

(1)张家口奥体中心空间跨度大、屋面造型复杂,经风洞试验测试可以看出,屋面不同区域风场不均匀,屋盖的极值负压较大,且负压较大区域位于游泳馆屋面结构顶部西北侧外边缘悬挑处.屋盖中间内凹区域的极值正、负风压较边缘区域比较小.风洞测压试验所得的数据和计算结果可为张家口奥体中心游泳馆金属屋面系统的设计施工提供参考依据.

(2)CFD数值模拟结果与风洞试验数据拟合较好,数值模拟结果可信度较高.

(3)相比屋盖的高度,屋盖的造型更能影响风荷载的变化,屋盖造型变化对风吸力值的影响大于风压值的影响.

(4)从结构抗风设计看,工程上可改变屋盖造型变化达到减小风压,提高屋面板的抗风揭能力的效果.有限元对局部屋面板的模拟有效地验证了风洞试验中“最大风荷载发生在结构顶部外边缘处”的结论,屋面结构边缘区域为抗风薄弱区域,在金属屋面的设计、施工中应重点考虑边缘区域的抗风加固.